Protección Térmica de Motores MT: Sondas PT100 y PTC en Devanados Estatóricos

Termodinámica y Dinámica Térmica del Estator en Motores de Media Tensión

El comportamiento térmico de las máquinas asíncronas y síncronas de media tensión (típicamente de $2.3 kV$ a $13.8 kV$) está regido por la generación interna de pérdidas óhmicas ($I^2 R$), magnéticas en el núcleo ferromagnético (pérdidas por histéresis y corrientes de Foucault), pérdidas mecánicas por fricción y ventilación, y pérdidas adicionales en carga (stray load losses). La ecuación diferencial fundamental de conducción de calor en régimen transitorio y espacialmente distribuida en el dominio tridimensional del estator se expresa según la formulación de Fourier-Poisson:

donde $\rho(\mathbf{r})$ representa la densidad de masa de los distintos materiales constitutivos ($kg/m ^3$), $c_p(\mathbf{r})$ es el calor específico ($J /( kg \cdot K )$), $k(\mathbf{r})$ es el tensor de conductividad térmica ortotrópica ($W /( m \cdot K )$), $T(\mathbf{r}, t)$ es el campo escalar de temperatura ($K$), y $q'''(\mathbf{r}, t)$ es la densidad volumétrica de generación de calor ($W/m ^3$).

Heterogeneidad de Materiales y Anisotropía de Conducción Térmica

El estator de media tensión presenta una estructura compuesta altamente anisotrópica. Los devanados están conformados por barras de cobre preformadas (form-wound coils), aisladas mediante cintas de mica aglomeradas con resinas epóxicas bajo procesos de impregnación al vacío y presión (VPI, Vacuum Pressure Impregnation). La conductividad térmica del cobre puro ($k_{ Cu } \approx 380 a 400 W /( m \cdot K )$) contrasta severamente con la conductividad ortotrópica del paquete aislante de mica-epoxi:

• Conductividad térmica longitudinal (paralela a las capas de cinta): $k_{\parallel} \approx 0.8 a 1.2 W /( m \cdot K )$.
• Conductividad térmica transversal (perpendicular al espesor del aislamiento de ranura): $k_{\perp} \approx 0.2 a 0.35 W /( m \cdot K )$.
• Conductividad del paquete de laminaciones de acero al silicio: $k_{ lam, axial } \approx 1.5 a 4.0 W /( m \cdot K )$ a través de la capa de barniz aislante interlaminar (C-5), frente a $k_{ lam, radial/acimutal } \approx 25 a 40 W /( m \cdot K )$ en el plano del grano.

Esta marcada diferencia de conductividades térmicas genera un gradiente de temperatura pronunciado a través del espesor del aislamiento principal (groundwall insulation). La caída de temperatura estacionaria $\Delta T_{ aisl }$ a través de un aislamiento de espesor $\delta_{ aisl }$ con un flujo superficial de calor $q''$ se cuantifica mediante la ley unidimensional de Fourier:

En motores de $6.6 kV$ o $13.8 kV$, donde $\delta_{ aisl }$ oscila entre $1.8 mm$ y $4.5 mm$, la caída térmica $\Delta T_{ aisl }$ a plena carga puede alcanzar valores entre $15 K$ y $35 K$. Por consiguiente, la medición superficial del paquete magnético o del aire de enfriamiento subestima críticamente la temperatura interna del conductor de cobre, justificando la necesidad obligatoria de sensores de temperatura embebidos directamente en el interior de la ranura estatórica.

Localización del Punto Caliente (Hotspot) Estatórico

El punto más caliente del devanado (hotspot) no se sitúa de forma homogénea a lo largo del estator. Su ubicación depende de la topología del circuito de ventilación (radial, axial, axial-radial simétrico o asimétrico según normas IEC 60034-6 e IEEE 620). En un sistema de enfriamiento simétrico con doble entrada de aire por los extremos y descarga radial central (IC01, IC611 o IC81W), el perfil de temperatura longitudinal del conductor $T_{ Cu }(z)$ exhibe un comportamiento parabólico con el máximo absoluto en el centro axial del estator ($z = L/2$):

donde $\dot{m}$ es el flujo másico de refrigerante, $h_{ conv }$ es el coeficiente de transferencia convectiva superficial ($W /( m ^2\cdot K )$), y $P_{\text{ perím }}$ es el perímetro perimetral expuesto al refrigerante.

Física del Estado Sólido y Principios Transductores: PT100 frente a PTC

La protección térmica del estator en media tensión emplea dos tecnologías fundamentales basadas en semiconductores y metales de transición: detectores termométricos resistivos de platino (RTD PT100) y termistores de coeficiente de temperatura positivo (PTC).

Detectores Resistivos de Platino (PT100)

El transductor PT100 basa su principio de funcionamiento en la dispersión de electrones de conducción debida a las vibraciones de la red cristalina (fonones) en el platino puro ($99.99\%$), descrita microscópicamente por la regla de Matthiessen. La resistividad $\rho(T)$ aumenta linealmente en un rango amplio de temperaturas.

Conforme a la norma internacional IEC 60751 (y homóloga ASTM E1137), la relación resistencia-temperatura para el platino con coeficiente de temperatura $\alpha = 0.00385055 ^\circ C ^{-1}$ (estándar DIN/IEC) se formaliza analíticamente mediante la ecuación de Callendar-Van Dusen:

donde $R_0 = 100.00 \Omega$ a $0^\circ C$, y los coeficientes estandarizados son:

• A = 3.9083 \times 10^{-3} ^\circ C ^{-1}
• B = -5.7750 \times 10^{-7} ^\circ C ^{-2}
• C = -4.1830 \times 10^{-12} ^\circ C ^{-4}

La sensibilidad o coeficiente de variación térmico diferencial $S_{ PT100 }(T)$ se obtiene derivando la ecuación cuadrática:

A $T = 100^\circ C$, $S_{ PT100 } \approx 0.379 \Omega/^\circ C$, lo que confiere una respuesta de alta linealidad con incertidumbre típica inferior a $\pm 0.3 K$ para sondas de Clase A (según IEC 60751: $\Delta T_{ tol } = \pm (0.15 + 0.002 |T|) ^\circ C$).

Termistores de Coeficiente de Temperatura Positivo (PTC)

Los termistores PTC son cerámicas semiconductoras policristalinas dopadas basadas en titanato de bario ($BaTiO _3$). A temperaturas inferiores a la temperatura de Curie ($T_C$), el material se encuentra en una fase ferroeléctrica tetragonal con alta polarización espontánea en los límites de grano, compensando las trampas de potencial y manteniendo una baja resistividad.

Al superar la temperatura crítica $T_C$ (diseñada metalúrgicamente entre $110^\circ C$ y $180^\circ C$ para aplicaciones de aislamiento eléctrico clase B, F o H), la estructura cristalina experimenta una transición de fase a un estado paraeléctrico cúbico. La constante dieléctrica relativa $\varepsilon_r$ colapsa según la ley de Curie-Weiss:

Este colapso destruye la compensación de carga en los límites de grano, elevando exponencialmente la altura de la barrera de potencial electrostático de Schottky ($\Phi_b$). La resistividad global del termistor $\rho(T)$ exhibe un salto abrupto modelado por la ecuación de Heywang:

donde $N_s$ es la densidad superficial de estados trampa en el límite de grano, $N_d$ es la concentración volumétrica de donores, $e$ es la carga elemental y $k_B$ es la constante de Boltzmann.

Para temperaturas $T < T_{ TNF } - 20 K$ (temperatura nominal de funcionamiento según DIN 44081/44082), la resistencia típica de una sonda PTC se sitúa entre $20 \Omega$ y $250 \Omega$. En las inmediaciones de $T_{ TNF }$, la resistencia supera los $1\,000 \Omega$ (umbral de alarma típico) y rebasa los $4\,000 \Omega$ para $T = T_{ TNF } + 15 K$ (umbral mandatorio de disparo), operando funcionalmente como un interruptor de estado sólido térmico de lógica binaria.

Parámetro Técnico / Operacional	Sonda RTD PT100 (IEC 60751)	Sonda Termistor PTC (DIN 44081 / 44082)
Principio Físico	Variación resistiva lineal por fonones en metal noble (Platino)	Transición de fase ferroeléctrica-paraeléctrica en $BaTiO _3$
Rango de Linealidad	Excelente ($-50^\circ C$ a $+250^\circ C$, $\alpha = 0.00385$)	Extremadamente no lineal; comportamiento paso-alto (step function)
Función Primaria en Relé de Protección	Monitoreo continuo, tendencia, cálculo de gradientes $dT/dt$, ANSI 49	Protección catastrófica por sobretemperatura puntual de disparo rápido
Tiempo de Respuesta Térmico ($\tau_{63.2\%}$)	Moderado ($1.5 s$ a $5.0 s$ embebida en ranura)	Rápido ($0.5 s$ a $2.0 s$ gracias a su reducida masa térmica)
Inmunidad al Ruido EMI / Transitorios	Media-Baja (requiere filtrado analógico activo y topología 3/4 hilos)	Alta (la gran variación de resistencia minimiza el impacto del ruido)
Modo Típico de Falla	Deriva positiva por estrés mecánico, circuito abierto por vibración	Circuito abierto por fractura cerámica o degradación por sobretensión

Diseño e Integración Mecánica y Dieléctrica de Sondas Embebidas

La inserción física de sensores en devanados estatóricos de media tensión introduce discontinuidades mecánicas y concentradores de campo electrostático dentro del sistema de aislamiento clase F ($155^\circ C$) o clase H ($180^\circ C$).

Arquitectura de Instalación en la Ranura del Estator

De acuerdo con las directrices de las normas IEEE Std 620, IEC 60034-11 e IEEE Std 1434, se implementan tres metodologías de instalación de sensores térmicos en el estator:

1. Sonda Embebida en Ranura (Slot RTD - Entre Barras): Es la ubicación normalizada obligatoria para media tensión. La sonda, fabricada con un encapsulado plano rígido de fibra de vidrio/epoxi (Grado NEMA G-10 o G-11) de dimensiones típicas $2 mm \times 10 mm \times 150 -- 500 mm$, se introduce en el plano medio radial de la ranura, intercalada mecánicamente entre la barra superior (top coil side) y la barra inferior (bottom coil side). En esta interfaz, el sensor registra una temperatura ponderada:
   $$T_{ sensor } \approx \frac{k_{\perp, sup } T_{ Cu,sup } + k_{\perp, inf } T_{ Cu,inf }}{k_{\perp, sup } + k_{\perp, inf }}$$
2. Sondas en Cabezas de Bobina (End-Winding RTD/PTC): Se fijan mecánicamente y se amarran con cordones de fibra de vidrio/Nomex directamente sobre el aislamiento exterior de las cabezas de bobina antes del proceso VPI. Detectan la acumulación térmica debida a la deficiencia local de ventilación o a corrientes armónicas de secuencia negativa ($I_2$).
3. Sondas en Dientes del Núcleo (Stator Core RTDs): Embebidas en orificios maquinados en el paquete de laminaciones magnéticas para supervisar pérdidas por corrientes de Foucault interlaminar debidas al deterioro del aislamiento superficial de las chapas.

Aislamiento Galvánico, Concentración de Campo Eléctrico y Descargas Parciales

La tensión nominal de línea a tierra en bornes de un motor de tensión $U_n$ está dada por $V_{ ph-g } = U_n / \sqrt{3}$. Para un motor de $13.8 kV$, el valor de cresta nominal aplicado al aislamiento principal es:

Los cables de instrumentación de las sondas operan al potencial de tierra de la sala de control o del cuadro de protección (PE, $0 V$). Si la sonda se coloca entre barras de fases distintas dentro de la misma ranura (zona de inversión de fase, donde la tensión entre conductores puede alcanzar $U_n$), la barrera aislante de la sonda debe soportar simultáneamente la solicitación dieléctrica y los esfuerzos de cizallamiento termomecánico.

El espesor del blindaje dieléctrico integrado en la propia sonda plana ($t_{ sonda }$) presenta una permitividad relativa $\varepsilon_{r, sonda } \approx 4.5$, mientras que la resina epoxi de ranura presenta $\varepsilon_{r, epoxi } \approx 3.8$. En caso de existir microvacíos no impregnados ($\varepsilon_{r, aire } = 1.0$) en la interfaz entre la barra y el cuerpo de la sonda, la componente perpendicular del campo electrostático $E_{ aire }$ se intensifica de forma inversamente proporcional a la permitividad:

Si $E_{ aire }$ supera la rigidez dieléctrica crítica del aire ($E_{ Paschen } \approx 3.0 kV/mm$ a presión atmosférica), se desencadenan Descargas Parciales (PD) internas de alta energía. Este fenómeno bombardea iónicamente el sustrato epóxico de la sonda, provocando el fenómeno de arborescencia eléctrica (electrical treeing), la perforación de la funda del sensor y la inyección destructiva de la alta tensión de línea ($13.8 kV$) directamente hacia las tarjetas de entradas analógicas de los relés de protección numéricos.

Por norma (IEEE 43, IEC 60034-1 e IEC 60255-27), las sondas embebidas para media tensión deben construirse con aislamiento integral ensayado individualmente a una tensión de rigidez dieléctrica a frecuencia industrial no inferior a:

Asimismo, los cables de salida deben incorporar una pantalla trenzada de cobre estañado conectada a tierra física exclusivamente en el extremo del relé para derivar corrientes capacitivas parásitas.

Modelado Matemático de la Cadena de Medición y Compensación de Errores

La medición precisa mediante PT100 requiere neutralizar dos fuentes primarias de error metrológico: la resistencia parásita de los conductores de conexión ($R_L$) y el calentamiento intrínseco (self-heating) inducido por la corriente de excitación ($I_{ exc }$).

Análisis de Circuitos de Conexión: Puente de Wheatstone y Acondicionamiento Analógico

La longitud del cableado desde el interior del estator hasta la bornera auxiliar (junction box) del motor y de allí a la sala de control puede superar los $100 m$. Con cables de instrumentación estándar de $0.75 mm ^2$ ($\rho_{ Cu,20 } \approx 0.024 \Omega/ m$), la resistencia de ida y vuelta $2 R_L$ puede alcanzar $6.4 \Omega$, lo que representaría un error sistemático no admisible de:

Para anular esta divergencia, se emplean configuraciones de conexión multifilar con acondicionamiento ratiométrico:

Topología a Tres Hilos (3-Wire Compensation)

En el circuito balanceado a 3 hilos conectado a un convertidor analógico-digital (ADC) diferencial a través de dos fuentes idénticas de corriente constante $I_1 = I_2 = I_{ exc }$:

Asumiendo simetría física y térmica rigurosa de los conductores ($RL1 = RL2 = R_L$):

La tensión resultante es independiente de la longitud del cable. Sin embargo, si existe una asimetría por degradación de bornes o gradiente térmico diferencial entre conductores ($\Delta R_L = |RL1 - RL2| \ne 0$), surge un error residual directo:

Topología a Cuatro Hilos Kelvin (4-Wire Absolute Measurement)

La topología a 4 hilos aplica una corriente de excitación $I_{ exc }$ a través de un par de hilos exteriores (1 y 4) y mide la caída de potencial exclusivamente en los terminales de la PT100 mediante un voltímetro de instrumentación con impedancia de entrada $Z_{ in } \ge 10 G \Omega$ a través del par interior (2 y 3):

La eliminación del error de línea es total e inmune a cualquier asimetría de resistencia de conductores.

Efecto de Autocalentamiento (Self-Heating Error)

La potencia eléctrica disipada en el elemento sensor por el paso de la corriente de medición genera un flujo de calor propio que eleva la temperatura del platino por encima de la del medio circundante:

El incremento espurio de temperatura estacionario $\theta_{ self }$ depende del coeficiente de disipación térmica del sensor encapsulado $\delta_{ th }$ ($mW /^\circ C$):

Para una sonda embebida en resina epoxi ($\delta_{ th } \approx 2.0 mW /^\circ C$) a $150^\circ C$ ($R_{ PT100 } \approx 157.3 \Omega$):

• Si $I_{ exc } = 5.0 mA$: $P = (5 \times 10^{-3})^2 \times 157.3 = 3.93 mW \implies \theta_{ self } = 3.93 / 2.0 \approx +1.97 K$ (error inaceptable).
• Si $I_{ exc } = 1.0 mA$: $P = (1 \times 10^{-3})^2 \times 157.3 = 0.157 mW \implies \theta_{ self } = 0.157 / 2.0 \approx +0.08 K$ (despreciable).

Por este motivo, los módulos RTD de alta precisión limitan la corriente de excitación a $I_{ exc } \le 1.0 mA$ (frecuentemente impulsada mediante pulsos discretos sincronizados para minimizar la integral temporal de disipación).

Estrategias de Protección Digital y Parametrización (ANSI 49, 49S, 49R)

La protección térmica del estator en relés multifunción numéricos (IEDs, Intelligent Electronic Devices) combina el modelo matemático de imagen térmica dinámica basado en corriente (ANSI 49 / 49S) con la retroalimentación en tiempo real suministrada por las sondas RTD/PTC embebidas (ANSI 49R).

Acoplamiento de la Imagen Térmica Digital con Corrección RTD (RTD Biasing)

El modelo estándar de imagen térmica de primer orden implementado en los relés digitales según IEC 60255-149 resuelve recursivamente la ecuación diferencial del balance térmico:

donde $\theta(t)$ es la capacidad térmica utilizada ($0 \le \theta \le 1.0$ o $100\%$), $\tau_{ th }$ es la constante de tiempo térmica global del estator, e $I_{ eq }$ es la corriente equivalente balanceada que incorpora el calentamiento adicional por componentes armónicas y secuencia negativa ($I_2$):

El algoritmo de RTD Biasing utiliza la temperatura real medida por la sonda más caliente del estator ($T_{ max,RTD }$) para recalibrar dinámicamente el estado interno del integrador de imagen térmica. La capacidad térmica calculada por polarización de RTD ($\theta_{ RTD }$) se parametriza linealmente por tramos definidos por tres umbrales de temperatura:

El relé selecciona dinámicamente el valor dominante para la toma de decisiones de desconexión: $\theta_{ final } = \max\left( \theta_{ corriente }, \theta_{ RTD } \right)$. Este mecanismo compensa anomalías que la imagen basada en corriente no puede predecir, tales como fallas en el flujo de aire por obstrucción de filtros, temperaturas ambiente elevadas en la sala o fallas en el circuito de refrigeración por agua de intercambiadores de calor (CACW / CACA).

Clase de Aislamiento (IEC 60085)	Límite Térmico Máximo ($T_{ max }$)	Aumento Admisible ($\Delta T$ por Resistencia)	Umbral de Alarma Recomendado (Slot RTD)	Umbral de Disparo / Trip Recomendado (Slot RTD)
Clase B	$130^\circ C$	$80 K$ (con $T_{ amb } = 40^\circ C$)	$115^\circ C$	$125^\circ C$ a $130^\circ C$
Clase F (Operada como B)	$155^\circ C$	$80 K$ (diseño conservativo con margen de vida $2\times$)	$120^\circ C$	$130^\circ C$ a $135^\circ C$
Clase F	$155^\circ C$	$105 K$	$140^\circ C$	$150^\circ C$ a $155^\circ C$
Clase H	$180^\circ C$	$125 K$	$160^\circ C$	$170^\circ C$ a $175^\circ C$

Lógica de Votación y Filtrado de Artefactos de Medición

Las fallas en los cables de instrumentación (cortocircuito o apertura) generarían lecturas extremas espurias ($-50^\circ C$ o $+300^\circ C$), induciendo disparos intempestivos de la unidad de potencia. Por tanto, el firmware del relé ejecuta una matriz de supervisión de validez física antes de activar las funciones de protección:

• Detección de Sonda Abierta / Desconectada: Si $R_{ medida } > 390 \Omega$ ($T > 850^\circ C$), la entrada se bloquea automáticamente marcando estado Sensor Fault.
• Detección de Sonda en Cortocircuito: Si $R_{ medida } < 18 \Omega$ ($T < -200^\circ C$), la entrada se invalida.
• Gradiente Térmico Plausibilidad Física ($dT/dt$): La constante de tiempo térmica del estator impide incrementos instantáneos superiores a $2 K/s$. Si $\left| \frac{dT}{dt} \right| > 5 K/s$, el dato es descartado por tratarse de acoplamiento de ruido electromagnético.
• Lógica de Votación Cruzada (2ooN): Para la activación del disparo irreversible de interruptor (ANSI 86), el algoritmo requiere que al menos dos sondas independientes superen el umbral de disparo ($T_{ disparo }$) en la misma ranura o fase adyacente ($2 oo 3$ o $2 oo 6$), o bien la coincidencia simultánea entre la alarma térmica por sobrecorriente (ANSI 49) y una sonda RTD individual que supere $T_{ disparo }$.

Análisis Forense de Fallas y Modos de Degradación Dieléctrico-Térmica

La investigación de fallas catastróficas en motores de media tensión revela patrones críticos en los que las sondas embebidas actúan indistintamente como víctimas o como catalizadores directos de la destrucción del aislamiento.

Mecanismo de Desgaste Mecánico por Vibración Electrodinámica (Fretting)

A frecuencia industrial ($50 Hz$ o $60 Hz$), los conductores dentro de la ranura estatórica experimentan fuerzas electrodinámicas radiales oscilatorias a doble frecuencia de red ($100 Hz$ o $120 Hz$) proporcionales al cuadrado de la corriente de ranura:

En arranques directos de motores donde $I_{ arr } \approx 6.0 a 7.5 I_n$, las fuerzas electrodinámicas se multiplican por un factor de $36 a 56$. Si el acuñamiento de la ranura pierde compresión elástica con el tiempo:

1. Las barras superior e inferior sufren micro-desplazamientos axiales y radiales relativos.
2. El cuerpo de la sonda RTD queda sometido a fricción abrasiva continua (fretting wear).
3. La matriz de fibra de vidrio del encapsulado de la sonda se pulveriza gradualmente hasta exponer los filamentos internos de platino o las pistas de interconexión.
4. El contacto metal-metal entre el conductor de la sonda y el paquete de aislamiento dañado perfora la aislación de la bobina, transformándose en una falla catastrófica de fase a tierra ($I_{ sc,ph-g }$) a través de la propia línea de instrumentación.

Acoplamiento de Transitorios Rápidos ($dv/dt$) por Inversores VFD / PWM

Cuando un motor de media tensión es alimentado por convertidores de frecuencia con inversores IGBT o IGCT (tecnología PWM multinivel o dos niveles), los frentes de onda de tensión incidentes en bornes poseen pendientes de subida muy elevadas ($dv/dt > 5 a 10 kV /\mu s$).

Debido a la capacitancia distribuida parásita ($C_{ acopl }$) existente entre el conductor activo de la barra y el elemento sensor (típicamente $15 a 40 pF$ por sonda en ranura), la inyección de corriente transitoria de modo común ($i_{ mc }$) hacia el circuito electrónico de instrumentación se rige por:

Para una ráfaga con $dv/dt = 10 kV /\mu s = 10^{10} V/s$ y $C_{ acopl } = 30 pF$:

Esta corriente de modo común de alta frecuencia, al retornar a tierra a través de la impedancia del módulo analógico de entrada RTD, genera una sobretensión transitoria ($V_{ GND } = i_{ mc } \cdot Z_{ chasis }$) que sobrepasa la rigidez dieléctrica de los diodos supresores de transitorios (TVS), perfora los multiplexores analógicos monolíticos y destruye de forma irreversible los procesadores digitales de señal del sistema de monitoreo térmico.

Ingeniería Aplicada y Validación con Vexten Suite

El dimensionamiento térmico, la validación de transitorios de arranque y la selectividad de las funciones de protección se ejecutan de manera integral mediante los módulos computacionales especializados de Vexten Suite.

Flujo de Trabajo Analítico en Vexten Suite

1. Cálculo de Cortocircuito y Esfuerzo Dieléctrico (Módulo IEC 60909 / IEEE 141):
   • Modelado de la red de media tensión para determinar las corrientes de cortocircuito simétricas ($I_k''$) y asimétricas de cresta ($i_p$).
   • Evaluación de la sobretensión temporal inducida en el neutro (TOV, Temporary Overvoltage) durante fallas asimétricas fase-tierra. Esto permite verificar que el aislamiento de las sondas embebidas soporte la elevación del potencial galvánico sin alcanzar la tensión de ignición de descargas parciales.
2. Simulación Dinámica de Arranque de Motores y Límite Térmico (Módulo Motor Acceleration):
   • Cálculo de la curva de daño térmico del rotor y del estator en condiciones de rotor bloqueado (locked-rotor thermal limit) y arranque con alta inercia de carga ($J_{ carga } \gg J_{ motor }$).
   • Superposición interactiva de las curvas características de actuación de la réplica térmica digital (ANSI 49) y las curvas de temperatura-tiempo registradas por las sondas RTD/PTC simuladas.
   • Optimización de los tiempos de inhibición de disparo por gradiente térmico elevado transitorio durante la aceleración, garantizando la desconexión selectiva antes de que el cobre del devanado supere su límite térmico crítico ($T_{\text{ límite,F }} = 155^\circ C$).
3. Dimensionamiento de Cables y Corrección de Temperatura (Módulo IEC 60287 / NEC 310):
   • Integración de las pérdidas por distorsión armónica producidas por accionamientos VFD para determinar el derrateo térmico analítico de los conductores de media tensión y de los circuitos de instrumentación.
   • Modelado del acoplamiento inductivo y capacitivo cruzado entre los cables alimentadores de fuerza del motor y las líneas de señal blindadas de las sondas PT100, verificando que los niveles de ruido de modo serie inducido no excedan los $10 mV$ eficaces, asegurando un error de lectura inferior a $\pm 0.25 K$.

Esta metodología integrada de modelado multifísico en Vexten Suite asegura una transición armónica entre el diseño electromagnético del devanado, la resistencia dieléctrica de los componentes de sensado embebidos y la parametrización de las protecciones numéricas de la subestación.