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

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1 O COMPORTAMENTO DE UM SISTEMA DE ATERRAMENTO DE UMA SUBESTAÇÃO DE ENERGIA FRENTE À SITUAÇÃO DE FALTA DE ALTA IMPEDÂNCIA MARCOS A. R. GAMITO, MÁRIO OLESKOVICZ Escola de Engenharia de São Carlos, USP Av. Trabalhador são-carlense, 400, Pq. Arnold Schimidt, , São Carlos, SP s: Abstract This work resents the study of the behavior of a grounding system oerating in single-hase fault conditions characterized by high imedance. For the grounding system modelling it was used the transmission lines theory, through distributed arameters, which conductor was modeled in ortions along its length. For the grounding system analysis, the ATP (Alternative Transients Program) software was used. The system was also modeled by using commercial software. The software were used to validate the model simulations resonse in face of the ste and touch voltage, and the grounding mesh resistance amount generated by ATP software based on the fundamental frequency. Through the results of the model simulations roosed through ATP software, it was ossible to identify a larger overvoltage in the electric system safe hases, when occurring a fault of high imedance, and when comared to the traditional models most frequently used. Keywords Grounding, short circuit, ground imedance, ste voltage, surge. Resumo Este trabalho aresenta o estudo do comortamento de um sistema de aterramento oerando em condições de falta de alta imedância. Para a modelagem do sistema de aterramento foi utilizado a teoria de linhas de transmissão, mediante arâmetros distribuídos, ela qual o condutor foi modelado em orções ao longo de seu comrimento. Para a análise do sistema de aterramento foi utilizado o rograma ATP (Alternative Transients Program), e uma ferramenta comutacional comercial ara a modelagem do mesmo, com o intuito de validar as resostas de tensão de asso, tensão de toque e valor da resistência da malha de aterramento gerado ela ferramenta comutacional ATP com base na frequência fundamental. Mediante os resultados das simulações do modelo roosto via o ferramenta comutacional ATP, quando comarados aos modelos tradicionais usualmente utilizados, foi ossível identificar uma sobretensão maior nas fases sãs do sistema elétrico frente à ocorrência de uma falta de alta imedância. Palavras-chave Aterramento, curto-circuito, imedância de aterramento, falta de alta imedância, tensão de asso, sobretensões. 1 Introdução O aterramento de sistemas elétricos tem desertado e mantido ao longo do temo o interesse de diversos esquisadores. Muito rovavelmente, tal interesse está relacionado à imortância do aterramento ara um bom desemenho do sistema elétrico como um todo e, rincialmente, devido às questões de segurança do coro técnico diretamente envolvido, bem como dos usuários finais da energia elétrica. Historicamente, os rimeiros esquemas de aterramento foram frutos de uma longa evolução, orientada elo objetivo de roteger melhor as essoas contra choques elétricos e dos efeitos gerais da assagem de corrente elo coro humano (IEEE, 2000). No Brasil, devido às características eculiares do solo, que ossui valor médio de resistividade elevado (suerior a Ω.m na maior arte do território), o rojeto e construção de malhas de aterramento adequadas à segurança dos seres vivos, e que garantam um bom desemenho do sistema, constituem laboriosa tarefa. Nesse sentido, os sistemas de aterramento aresentam uma singular imortância no que concerne a sua influência no desemenho do sistema e na roteção humana (IEEE, 2007). Neste contexto, este trabalho aresenta um estudo do comortamento de uma malha de aterramento oerando em condições de falta de alta imedância. Toda a modelagem da malha do sistema de aterramento e as simulações de curto-circuito (falta de alta imedância) foram simuladas via ferramenta comutacional ATP (Alternative Transients Program), no intuito de verificar a resosta do sistema elétrico oerando nessas condições, ou seja, na resença de correntes de falta de alta imedância. Vale frisar que atualmente as ferramentas comutacionais comerciais disoníveis não ermitem este tio de análise, já que fazem uma análise somente no domínio da frequência fundamental do sistema elétrico (SKM, 2009). 2 Teoria de Linhas de Transmissão Embora os modelos com arâmetros concentrados sejam de fácil comreensão, estes são aroximações das leis fundamentais do eletromagnetismo. Em circuitos de sinais de baixa frequência e, consequentemente, com sinais de grande comrimento de onda, estes modelos roduzem resultados com recisão suficiente ara o dimensionamento elétrico. Contudo, ara altas frequências, aumentam os efeitos não revistos em tais modelos que se traduzem em erros de avaliação tornando o uso inadequado. Neste caso, é necessária a utilização de modelos com arâmetros distribuídos, onde o condutor é subdividido em vários trechos de células PI, conforme o modelo utilizado ara modelagem de linhas de transmissão em alta tensão (Santos, 2009). Para a modelagem de malhas de aterramento é comum reresentar os condutores e hastes de aterra- 1858

2 mento or modelos PI, constituídos de indutâncias e resistências ara a terra, conforme ilustrado na Fig. (1). Nessa modelagem considera-se desrezível o efeito caacitivo dos condutores e hastes. equações ertinentes, que serão osteriormente aresentadas. Figura 1. Eletrodo de aterramento segmentado e sua reresentação mediante um circuito PI. Pela modelagem, cada modelo de circuito PI reresenta um cabo desde que o comrimento não seja suerior a 10% do comrimento de onda do surto considerado. Considerando uma frequência róxima a 1 MHz ara os transitórios decorrentes das descargas atmosféricas, e estes como sendo os de maior número de ocorrência em sistemas elétricos, obtémse então um comrimento máximo 30 metros de cabo ara cada circuito PI (Santos, 2009). Na malha, as hastes de aterramento são colocadas em ontos estratégicos, sendo que o comrimento das mesmas está em torno de 3,0 m, valor este que roduz uma indutância raticamente desrezível quando comarada com a indutância do cabo. Por conseguinte, é comum reresentar a haste de aterramento somente ela sua resistência de aterramento. Portanto, associado às resistências de aterramento do cabo, tem-se as resistências das hastes. Em rincíio, é comum ensar que um modelo no qual cada lado dos quadriláteros internos da malha seja reresentado or um circuito PI é a melhor oção ara reresentação do sistema, mas isto ode não ser verdadeiro. Na verdade, um surto de tensão, ou de corrente, ao atingir a malha de aterramento deverá enxergar a imedância equivalente daquele onto ara a terra (Santos, 2009). Assim sendo, em uma simulação comutacional, o rograma utilizado deverá resolver o circuito da malha de terra e determinar a sua imedância equivalente. Para que isto seja feito de forma correta, é reciso que todas as características do solo e acolamentos magnéticos sejam consideradas. Sabe-se que o aralelismo em sistemas de aterramento segue uma regra esecífica, na qual os arâmetros geométricos do sistema influenciam no resultado final (Kindermann, 1998). Contudo, os rogramas comutacionais de transitórios elétricos, geralmente, não incororam nenhum modelo esecífico ara solução de malhas de aterramento. Portanto, a melhor oção é adatar o modelo às necessidades e disonibilidade comutacionais. A Fig. (2) ilustra uma malha de terra convencional. Já a Fig. (3) reresenta um modelo de uma malha de terra da Fig. (2) transformada em circuitos PI. Vale comentar que cada arâmetro da célula PI, indutância e resistência são calculados conforme Figura 2. Exemlo de uma malha de terra. Figura. 3. Modelagem de uma malha de terra em 4 células PI. 2.1 Cálculos dos Parâmetros do Condutor Vertical e Horizontal Neste trabalho, ara se determinar a indutância do condutor (rória e mútua), utilizou-se de uma sub-rotina do software ATP conhecida como Cable Constants (Prikler, 2009), a qual é a mesma utilizada ara a modelagem de cabos subterrâneos (Prikler, 2009). Tal sub-rotina ermite que o usuário, de osse dos dados geométricos do condutor, obtenha arâmetros elétricos, tais como indutância rória e mútua, resistência e caacitância ara a terra. Deois de obtidos os valores de indutância rória e mútua, efetuou-se o cálculo da indutância equivalente dos condutores de cada circuito PI (Kinderman, 1998). Para tanto, imlementou-se via a interface do software ATPDraw (Prikler, 2009), um circuito com o número de condutores de cada célula PI idênticos e em aralelo, submetendo-os a uma fonte de tensão. Colocou-se cada condutor um a um em aralelo com os demais. Mediante estudos anteriormente realizados deste circuito (Lynce, 2007), concluiu-se que a indutância equivalente ara todos os PI ode ser calculada mediante a seguinte equação (1): L eq n ( Lii M ij ) 1 (1) =. + j n =

3 é a indutância série equivalente em (H/m); é a indutância rória do condutor em (H/m); é a indutância mútua do condutor em (H/m); e n é o numero de condutores (horizontais ou verticais). As indutâncias reresentativas dos condutores que interligam os PI foram obtidas com esta mesma metodologia. Para a determinação da resistência de cada condutor a terra, utilizou-se da seguinte equação (2) (Kindermann, 1998): 2 2. l ln R = ρa r.. l 2. π. l l l 2 l + (2) é a resistência de um condutor horizontal (em Ω); é a resistividade aarente do solo (em Ω.m); l é o comrimento do condutor em (m); r é o raio do condutor em (m); e é a rofundidade do condutor no solo em (m). Para o cálculo da resistência equivalente de cada circuito PI utilizou-se da seguinte equação (3) (Kindermann, 1998). R1 a R = N N. π. d 2 3 N ρ (3) é a resistência equivalente dos condutores horizontais ou verticais em (Ω); é o numero de condutores verticais ou horizontais; e d é a distância média entre os condutores em (m). As resistências ligadas à terra dos condutores que interligam os PI são obtidas com esta mesma metodologia. Deois de determinar a indutância e a resistência equivalente ara cada circuito PI, as indutâncias e as resistências equivalentes ao serem associadas em circuitos PI devem ser multilicadas or 2 e 4, resectivamente. Esta multilicação tem or objetivo encontrar os valores iniciais das resistências e das indutâncias antes de serem associadas em série e aralelo (Lynce, 2007). Concluída a modelagem dos condutores, na etaa seguinte, efetua-se a modelagem das hastes. Neste trabalho, fez-se a reresentação da haste no ATP mediante de uma resistência com o valor determinado ela equação (4) ficando: ρ (4) a 4l R =. ln 1 N. π. l r é a resistência equivalente da haste (em Ω); l é o comrimento da haste em (m); é a resistividade aarente do solo (em Ω.m); e r é o raio da haste em (m). Para o cálculo das resistências associadas em aralelo, equivalente ao número de hastes da malha ara cada célula PI, utilizou-se o fator de multilicação da Tab. (1). Tabela 1. Fator de Multilicação ara Hastes, Conforme IEEE Std Número de Hastes Fator F 2 1,16 3 1,29 4 1,36 8 1, , , , ,16 3 Modelagem e Estudo do Comortamento da Malha de Aterramento No resente trabalho foi modelada mediante a ferramenta comutacional ATP uma malha de aterramento de uma subestação de uma termelétrica com caacidade instalada de 100 MW de geração. Outro fato imortante é que foi utilizado um software comercial ara a validação do modelo roosto, no intuito de validar o valor da resistência de aterramento, tensão de asso e de toque ara o sistema elétrico analisado na frequência de oeração (fundamental) que é de 60 Hz. 3.1 Alicação do Software Comercial ara Dimensionamento da Malha de Aterramento Mediante o levantamento realizado em camo e dos resultados rovenientes da utilização do software comercial GroundMat (SKM, 2009), foi determinado à estratificação do solo em duas camadas, conforme aresentado na Tab. (2). Para o dimensionamento da malha mediante do método tradicional, foi necessário conhecer além das grandezas físicas do solo, as grandezas físicas dos condutores horizontais, verticais e das hastes a serem utilizadas na construção da malha de aterramento. Tabela 2. Estratificação do Solo em Duas Camadas. Camadas Resistividade do Solo (Ω.m) Esessura (m) ,

4 Sendo assim, sabendo que a corrente de curto circuito máximo do local é de 21,4 (ka), tem-se o cálculo da seção do condutor, conforme (5) (IEEE, 2000): A mm² = I. TCAP.10 tc. αr. ρr 1 4 k.ln k T + T m a (5) ² é a seção do condutor utilizado na malha de terra em (mm²); é a corrente de curto-circuito em (ka); é a caacidade térmica do condutor or volume em (J/cm³. C); t é a duração da corrente de curto-circuito em (s); α é o coeficiente térmico da resistividade do material em (1/ C); ρ é a resistividade do condutor do material em (µω.cm); é uma constante do material em ( C); T é a temeratura ambiente em ( C); e T é a temeratura máxima ermitida elo material em ( C). Pela equação (5), chega-se então ao valor de 54,14 mm². Considerando uma seção suerior normalizada, tem-se a seção de 70 mm². Como a subestação ossui uma dimensão média de 60 m de comrimento or 26 m de largura, foi ossível determinar a área utilizada ela malha, conforme a Fig. (4), onde a área demarcada em amarelo é o local onde se encontram fisicamente instalados os equiamentos da subestação. Para a determinação do tamanho da malha é necessário que esta esteja sobre toda a área da subestação e que, quando necessário, se estenda ao seu redor com o intuído de diminuir o valor da resistência de aterramento ara um valor menor que 10 Ω (NBR 5419, 2005). Neste sentido, rimeiramente, foi dimensionada uma malha do tamanho da subestação. Contudo, elo valor da resistência maior do que 10 Ω encontrado via o software comercial GroundMat, aumentou-se o tamanho da malha até que o valor ficasse menor do que 10 Ω. Sendo assim, conforme ilustrado ela Fig. 4, o tamanho da malha extraolou o tamanho da instalação física da subestação. Para a malha de aterramento da Fig. (4), a quantidade de cabos utilizados de 70 mm² foi de m, juntamente com 43 hastes de 5/8 de cobre CooerWeld de 250 µm com 6 m de comrimento. Com essa quantidade de cabos e hastes e com o arranjo de malha chega-se ao um valor de resistência de aterramento de 9,6 Ω, valor menor que o recomendado ela norma NBR 5419 que é de 10Ω. Figura 4. Malha de aterramento (as linhas reresentam os condutores e os ontos as hastes). O róximo asso foi determinar os níveis máximos de tensão de asso e de toque em Volts que o coro humano de 70 kg ode suortar, conforme as equações (6) e (7), resectivamente. E tc = ( ,236. C.ρ ) t s b (6) é a tensão de toque suortável em (V); é fator de redução; é a resistividade da cobertura em (Ω.m); e é o temo de atuação da roteção em (s). Para este estudo, considera-se um temo de meio segundo ara o temo de atuação do sistema de roteção, um fator de redução de 0,678 e (Ω.m) como valor da camada de cobertura do concreto. Foi considerado uma camada de concreto de 0,05m na suerfície da área da subestação. Com base nestes valores e ela equação (6), chega-se então a tensão de toque de 901 (V) (IEEE, 2000). Para a determinação da tensão de asso suortável elo ser humano, utiliza-se a equação (7). E a = ( ,942. C.ρ ) t s b (7) é a tensão de asso suortável em (V); é fator de redução; é a resistividade da cobertura em (Ω.m); e é o temo de atuação da roteção em (s). Com base nos valores anteriormente aresentados ara o temo de atuação do sistema de roteção, do fator de redução e do valor da resistividade da camada de cobertura do concreto, ela equação (7), chega- 1861

5 se a um valor da tensão de asso de (V) (IEEE, 2000). Analisando a Fig. (5), verifica-se que o nível de tensão de asso da malha esta dentro dos níveis aceitáveis. O nível de tensão no centro da malha é menor que 161,1(V), e na eriferia o valor observado é de 644(V). Ambos os valores estão dentro dos limites aceitáveis, conforme calculados ela equação (6). Esses cálculos são de extrema imortância ara garantir a eficiência da malha tanto no quesito de funcionalidade do sistema elétrico, quanto de segurança essoal. A Fig. (7) ilustra os dois níveis de tensão de asso e de toque aresentados anteriormente. A arte suerior mostra os níveis da tensão de toque, elos quais se observa que na eriferia da malha existe uma diferença maior da tensão de toque em relação ao centro da malha. Já no gráfico em amarelo, observa-se que os valores da tensão de asso são uniformes em toda a extensão da malha de terra. Figura 5. Níveis de tensão de asso. Pela Fig. 5, observa-se que o nível de tensão de asso na área dos equiamentos encontra-se entre 0 e 477,7 (V). Com isso ode-se afirmar que este arranjo de malha atende os níveis calculados ela equação (7). Analisando a Fig. (6) verifica-se que o nível de tensão de toque da malha esta dentro dos níveis aceitáveis na região onde se encontra os equiamentos elétricos. Figura 6. Níveis de tensão de toque (Software GroundMat). Figura 7. Níveis de tensão de toque e de asso (Software GroundMat). 3.2 Alicação do Software ATP Utilizando os modelos roostos nas Fig.(2) e Fig.(3), bem como as equações (2) e (3) ara o cálculo da indutância e resistência dos condutores horizontais e verticais, e das hastes, é ossível modelar a malha do sistema de aterramento anteriormente roosta via o software ATP. Vale lembrar que esta modelagem é baseada no modelo da teoria de linhas de transmissão e será imlementada neste trabalho com o intuito de analisar o efeito do sistema de aterramento oerando em condições de faltas de alta imedância. Faltas de alta imedância ocorrem com muita frequência em sistemas de distribuição de energia elétrica, tornando assim sua modelagem real muito imortante. Conforme será osteriormente aresentado, ara a modelagem da falta de alta imedância foi utilizado um resistor não linear em série com um indutor de 3 (mh) (Nakagomi, 2006). Como rimeiro asso ara a modelagem, divide-se a malha em células PI e determina-se a quantidade de células ara que a modelagem atenda a resosta em frequência das ossíveis correntes transitórias. A Fig.(8) retrata como foi feito essa divisão e quantas células foram geradas. Determinando os valores das resistências e indutâncias a malha se torna conforme a Fig.(9). Modelada a malha, o asso seguinte é a comaração dos valores de tensão de asso, de toque e o valor da resistência da malha aresentados or esta modelagem via o software ATP, com as resostas geradas elo software comercial. 1862

6 Figura 8. Arranjo das células PI ara a modelagem da malha de aterramento via o software EMTP/ATP. Figura 10. Método de medição do valor da resistência da malha de terra e medição dos níveis de tensão de asso e de toque via o software ATP. Variando a frequência do sinal da corrente de 1 (A) injetada na malha conforme aontado na Fig.(10), estabeleceu-se a variação da frequência em relação ao nível do valor da resistência da malha de terra como ilustrado ela Fig. (11). Figura 9. Valores das grandezas elétricas de cada célula PI. A artir da modelagem via o software ATP, injeta-se, or uma fonte de corrente, uma corrente de 1 (A) em um onto de conexão de terra da malha, conforme indicado na Fig. (10). Medindo-se então o nível de tensão, foi ossível calcular o valor da resistência elétrica, que ara esta situação foi de 7,6 (Ω). Realizando os mesmos rocedimentos aresentados em (Lynce, 2007) ara determinar a tensão de toque e asso, foram observados os valores de 114 (V) e de 94 (V), resectivamente. Valores estes que estão dentro dos limites calculados e da faixa dos níveis de cores aresentados anteriormente, Fig. 5 e Fig. 6. A Fig. (10) retrata como foi realizada a medição da resistência da malha via o software ATP. Esta também aonta os dois ontos (U3 e U4) abaixo da fonte de corrente (U1) onde foi feita a medição da tensão de asso e o medidor de tensão (U2) onde foi feita a medição da tensão de toque Fig. (10). Figura 11. Variação do valor da resistência da malha de terra em relação à frequência. Outro fato imortante é que, medindo a corrente injetada ela fonte em um onto distante da malha, também aontado na Fig.(10), verificou-se que quanto maior a frequência da corrente injetada, menor a corrente medida neste onto distante, conforme ilustrado na Fig.(12). O róximo asso foi comarar o modelo de malha de terra roosto ela teoria de linhas de transmissão com o modelo tradicional de reresentar a malha de terra or aenas um resistor, com o intuito de verificar quais os efeitos de ambos os modelos na resença de falta com arco elétrico (característica da falta com alta imedância), visto que este tio de falta ossui grande quantidade de comonentes harmônicos (Nakagomi, 2006). O sistema elétrico imlementado nesta fase do trabalho está reresentado ela Fig.(13), assim como os dois sistemas de aterramento, o modelo roosto, e o modelo convencional, reresentado na figura or um resistor aenas. 1863

7 Fig. 12. Variação do valor da corrente elétrica em relação à variação da frequência. Figura 14. Forma de onda da corrente caracterizada or uma situação de falta de alta imedância. Figura 15. Esectro da forma de onda da corrente caracterizada or uma falta de alta imedância. Figura 13. Sistema elétrico imlementado e malhas de terra (modelo roosto e modelo convencional). Pela imlementação e execução do circuito da Fig.(13), obteve-se a forma de onda da Fig.(14), e o resectivo esectro harmônico da Fig.(15), as quais reresentam uma forma de onda da corrente de falta de alta imedância, que foi caracterizada, ara este estudo, or um valor 30% menor do que a de corrente de um curto circuito monofásico sólido (franco). A falta monofásica de alta imedância foi alicada logo aós a chave 01 da Fig. (13) (Nakagomi, 2006). Para determinar os níveis de tensão das fases foi utilizado um medidor de tensão logo aós a linha e antes da chave onde ocorreu a falta. Através da simulação realizada (Fig. 13), ercebe-se na Tab. (3) que o nível de tensão das fases sãs, devido à ocorrência da falta de alta imedância, ossui valores maiores quando a malha de terra do sistema é a malha roosta neste trabalho. Quando a malha de terra do sistema é reresentada aenas or um resistor, os níveis de tensão das fases sãs são menores em relação ao modelo roosto. O fator determinante ara este resultado se deve ao fato de que as correntes harmônicas encontram uma dificuldade maior ara se dissiar na malha devido à imedância da mesma, que ode ser notada elo seu tamanho e ela quantidade de hastes e cabos utilizados ara a sua construção. Quanto maior a frequência harmônica maior será a dificuldade ara a corrente se dissiar na malha de maior geometria, conforme ilustra a Fig. (12). Tabela 3. Sobretensão medida na fase sã (B) devido a uma falta monofásica de alta imedância (envolvendo a fase A). Carga do sistema (MW) Fator de sobre tensão - fase sã (B) (malha de terra - resistor) Fator de sobre tensão - fase sã (B) (malha de terra - modelo roosto) Diferença ercentual (%) 0 1,113 1,149 3,261 0,1 1,110 1,145 3,212 0,2 1,108 1,142 3,163 0,3 1,105 1,139 3,124 0,4 1,103 1,136 3,062 0,5 1,101 1,133 3,

8 Sendo assim, o modelo roosto de malha de terra é caaz de retratar melhor o comortamento do aterramento ara frequências diferentes da fundamental. Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia-MG. SKM, S. Analysis. (2009). GroundMat Tutorial, Manhattan Beach, CA. 4 Conclusão Este trabalho aresentou o estudo do comortamento de um sistema de aterramento oerando em condições de falta de alta imedância. Mediante a modelagem roosta nesta esquisa ara a malha de terra via o software ATP foi ossível verificar o comortamento desta oerando na condição de falta de alta imedância (caracterizada ela resença de arco elétrico). Pelo que foi constatado na esquisa, frente a esta situação, a variação do valor da imedância de um sistema de aterramento ode aumentar em até 3% o nível de sobretensão nas fases sãs do sistema elétrico, sendo também sensível à variação da carga do sistema elétrico ara uma mesma imedância de curtocircuito. Pelos resultados encontrados até o momento, alertase ara a necessidade e uma melhor análise das situações oeracionais assíveis de ocorrência no sistema elétrico e que venham a aresentar uma comosição harmônica nas formas de ondas das tensões e/ou correntes diferentes da frequência fundamental. A grande imortância desse estudo está relacionada ao fato de que os níveis de sobretensão nas fases sãs de um sistema elétrico, quando submetido a um curtocircuito de alta imedância, ode afetar a isolação dos equiamentos elétricos envolvidos nesse tio de falha. Referências Bibliográficas IEEE, IEEE Standard 80: Guide for Safety in AC Substation Grounding. New York: IEEE. IEEE, IEEE Standard 142: Recommended Practice for Grounding of Industrial and Commercial Power System. New York: IEEE. Kindermann, G. and Camagnolo, J. M. (1998). Aterramento Elétrico, Editora Sagra Luzzatto, Porto Alegre-RS. Lynce, Marcelo. (2007). Introdução ao Programa ATP, Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia-MG. Nakagomi, M. Renato. (2006). Proosição de um Sistema ara Simulação de Faltas de Alta Imedância em Redes de Distribuição, Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia-MG. NBR5419, ABNT NBR5419: Proteção de estruturas contra descargas atmosféricas, Rio de Janeiro- RJ Prikler, L. and Høidalen, H. (2009). User Manual, available at: Santos, G. C. (2009). A Influência da Resistencia de Terra nos Efeitos das Descargas Atmosféricas, 1865