Protezione Termica dei Motori MT: Sonde PT100 e PTC negli Avvolgimenti Statorici

Termodinamica e Dinamica Termica dello Statore nei Motori di Media Tensione

Il comportamento termico delle macchine asincrone e sincrone di media tensione (tipicamente da $2.3 kV$ a $13.8 kV$) è regolato dalla generazione interna di perdite ohmiche ($I^2 R$), perdite magnetiche nel nucleo ferromagnetico (perdite per isteresi e correnti parassite), perdite meccaniche per attrito e ventilazione, e perdite addizionali a carico (stray load losses). L'equazione differenziale fondamentale della conduzione termica in regime transitorio e spazialmente distribuita nel dominio tridimensionale dello statore si esprime secondo la formulazione di Fourier-Poisson:

dove $\rho(\mathbf{r})$ rappresenta la densità di massa dei diversi materiali costitutivi ($kg/m ^3$), $c_p(\mathbf{r})$ è il calore specifico ($J /( kg \cdot K )$), $k(\mathbf{r})$ è il tensore di conducibilità termica ortotropa ($W /( m \cdot K )$), $T(\mathbf{r}, t)$ è il campo scalare di temperatura ($K$), e $q'''(\mathbf{r}, t)$ è la densità volumetrica di generazione del calore ($W/m ^3$).

Eterogeneità dei Materiali e Anisotropia della Conduzione Termica

Lo statore di media tensione presenta una struttura composita altamente anisotropa. Gli avvolgimenti sono costituiti da barre di rame preformate (form-wound coils), isolate mediante nastri di mica agglomerati con resine epossidiche sottoposti a processi di impregnazione sottovuoto e a pressione (VPI, Vacuum Pressure Impregnation). La conducibilità termica del rame puro ($k_{ Cu } \approx 380 a 400 W /( m \cdot K )$) contrasta severamente con la conducibilità ortotropa del pacchetto isolante mica-resina epossidica:

• Conducibilità termica longitudinale (parallela agli strati di nastro): $k_{\parallel} \approx 0.8 a 1.2 W /( m \cdot K )$.
• Conducibilità termica trasversale (perpendicolare allo spessore dell'isolamento di cava): $k_{\perp} \approx 0.2 a 0.35 W /( m \cdot K )$.
• Conducibilità del pacco lamellare in acciaio al silicio: $k_{ lam, assiale } \approx 1.5 a 4.0 W /( m \cdot K )$ attraverso lo strato di vernice isolante interlaminare (C-5), a fronte di $k_{ lam, radiale/azimutale } \approx 25 a 40 W /( m \cdot K )$ nel piano del grano.

Questa marcata differenza di conducibilità termica genera un gradiente di temperatura pronunciato attraverso lo spessore dell'isolamento principale verso terra (groundwall insulation). La caduta di temperatura stazionaria $\Delta T_{ isol }$ attraverso un isolamento di spessore $\delta_{ isol }$ con un flusso termico superficiale $q''$ si quantifica mediante la legge unidimensionale di Fourier:

Nei motori da $6.6 kV$ o $13.8 kV$, dove $\delta_{ isol }$ oscilla tra $1.8 mm$ e $4.5 mm$, la caduta termica $\Delta T_{ isol }$ a pieno carico può raggiungere valori compresi tra $15 K$ e $35 K$. Di conseguenza, la misurazione superficiale del pacco magnetico o dell'aria di raffreddamento sottostima criticamente la temperatura interna del conduttore di rame, giustificando la necessità obbligatoria di sensori di temperatura annegati direttamente all'interno della cava statorica.

Localizzazione del Punto Caldo (Hotspot) Statorico

Il punto più caldo dell'avvolgimento (hotspot) non si colloca in modo omogeneo lungo lo statore. La sua posizione dipende dalla topologia del circuito di ventilazione (radiale, assiale, assiale-radiale simmetrico o asimmetrico secondo le norme IEC 60034-6 e IEEE 620). In un sistema di raffreddamento simmetrico con doppia entrata d'aria dalle estremità e scarico radiale centrale (IC01, IC611 o IC81W), il profilo di temperatura longitudinale del conduttore $T_{ Cu }(z)$ mostra un andamento parabolico con il massimo assoluto nel centro assiale dello statore ($z = L/2$):

dove $\dot{m}$ è la portata massica del refrigerante, $h_{ conv }$ è il coefficiente di scambio termico convettivo superficiale ($W /( m ^2\cdot K )$), e $P_{ perim }$ è il perimetro esposto al refrigerante.

Fisica dello Stato Solido e Principi dei Trasduttori: PT100 contro PTC

La protezione termica dello statore in media tensione impiega due tecnologie fondamentali basate su semiconduttori e metalli di transizione: le termoresistenze al platino (RTD PT100) e i termistori a coefficiente di temperatura positivo (PTC).

Termoresistenze al Platino (PT100)

Il trasduttore PT100 basa il suo principio di funzionamento sulla dispersione degli elettroni di conduzione dovuta alle vibrazioni del reticolo cristallino (fononi) nel platino puro ($99.99\%$), descritta microscopicamente dalla regola di Matthiessen. La resistività $\rho(T)$ aumenta linearmente in un ampio intervallo di temperatura.

In conformità alla norma internazionale IEC 60751 (e alla corrispondente ASTM E1137), la relazione resistenza-temperatura per il platino con coefficiente di temperatura $\alpha = 0.00385055 ^\circ C ^{-1}$ (standard DIN/IEC) si formalizza analiticamente mediante l'equazione di Callendar-Van Dusen:

dove $R_0 = 100.00 \Omega$ a $0^\circ C$, e i coefficienti standardizzati sono:

• 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 sensibilità o coefficiente di variazione termica differenziale $S_{ PT100 }(T)$ si ottiene derivando l'equazione quadratica:

A $T = 100^\circ C$, $S_{ PT100 } \approx 0.379 \Omega/^\circ C$, il che conferisce una risposta ad alta linearità con un'incertezza tipica inferiore a $\pm 0.3 K$ per sonde di Classe A (secondo IEC 60751: $\Delta T_{ tol } = \pm (0.15 + 0.002 |T|) ^\circ C$).

Termistori a Coefficiente di Temperatura Positivo (PTC)

I termistori PTC sono ceramiche semiconduttrici policristalline dopate a base di titanato di bario ($BaTiO _3$). A temperature inferiori alla temperatura di Curie ($T_C$), il materiale si trova in una fase ferroelettrica tetragonale con un'elevata polarizzazione spontanea ai bordi di grano, compensando le trappole di potenziale e mantenendo una bassa resistività.

Al superamento della temperatura critica $T_C$ (progettata metallurgicamente tra $110^\circ C$ e $180^\circ C$ per applicazioni di isolamento elettrico in classe B, F o H), la struttura cristallina subisce una transizione di fase verso uno stato paraelettrico cubico. La costante dielettrica relativa $\varepsilon_r$ crolla secondo la legge di Curie-Weiss:

Questo crollo distrugge la compensazione di carica ai bordi di grano, innalzando esponenzialmente l'altezza della barriera di potenziale elettrostatico di Schottky ($\Phi_b$). La resistività globale del termistore $\rho(T)$ mostra un salto abrupto modellato dall'equazione di Heywang:

dove $N_s$ è la densità superficiale degli stati trappola al bordo di grano, $N_d$ esprime la concentrazione volumetrica dei donatori, $e$ è la carica elementare e $k_B$ rappresenta la costante di Boltzmann.

Per temperature $T < T_{ TNF } - 20 K$ (temperatura nominale di funzionamento secondo DIN 44081/44082), la resistenza tipica di una sonda PTC si attesta tra $20 \Omega$ e $250 \Omega$. Nelle immediate vicinanze di $T_{ TNF }$, la resistenza supera i $1\,000 \Omega$ (soglia di allarme tipica) e oltrepassa i $4\,000 \Omega$ per $T = T_{ TNF } + 15 K$ (soglia obbligatoria di scatto), operando funzionalmente come un interruttore termico a stato solido a logica binaria.

Parametro Tecnico / Operativo	Sonda RTD PT100 (IEC 60751)	Sonda Termistore PTC (DIN 44081 / 44082)
Principio Fisico	Variazione resistiva lineare per fononi in metallo nobile (Platino)	Transizione di fase ferroelettrica-paraelettrica in $BaTiO _3$
Intervallo di Linearità	Eccellente ($-50^\circ C$ a $+250^\circ C$, $\alpha = 0.00385$)	Estremamente non lineare; comportamento a gradino (step function)
Funzione Primaria nel Relè di Protezione	Monitoraggio continuo, trend, calcolo dei gradienti $dT/dt$, ANSI 49	Protezione catastrofica da sovratemperatura puntuale a scatto rapido
Tempo di Risposta Termico ($\tau_{63.2\%}$)	Moderato ($1.5 s$ a $5.0 s$ annegata in cava)	Rapido ($0.5 s$ a $2.0 s$ grazie alla ridotta massa termica)
Immunità al Rumore EMI / Transitori	Media-Bassa (richiede filtraggio analogico attivo e topologia a 3/4 fili)	Alta (l'ampia variazione di resistenza riduce al minimo l'impatto del rumore)
Modo di Guasto Tipico	Deriva positiva per stress meccanico, circuito aperto per vibrazione	Circuito aperto per frattura ceramica o degradazione da sovratensione

Progettazione e Integrazione Meccanica e Dielettrica delle Sonde Annegate

L'inserimento fisico dei sensori negli avvolgimenti statorici di media tensione introduce discontinuità meccaniche e concentratori di campo elettrostatico all'interno del sistema di isolamento in classe F ($155^\circ C$) o classe H ($180^\circ C$).

Architettura di Installazione nella Cava dello Statore

In conformità alle linee guida delle norme IEEE Std 620, IEC 60034-11 e IEEE Std 1434, si implementano tre metodologie di installazione dei sensori termici nello statore:

1. Sonda Annegata in Cava (Slot RTD - Tra le Barre): È la posizione standardizzata obbligatoria per la media tensione. La sonda, realizzata con un involucro piatto rigido in fibra di vetro/resina epossidica (Grado NEMA G-10 o G-11) con dimensioni tipiche di $2 mm \times 10 mm \times 150 -- 500 mm$, viene inserita nel piano medio radiale della cava, interposta meccanicamente tra la barra superiore (top coil side) e la barra inferiore (bottom coil side). In questa interfaccia, il sensore registra una temperatura ponderata:
   $$T_{ sensore } \approx \frac{k_{\perp, sup } T_{ Cu,sup } + k_{\perp, inf } T_{ Cu,inf }}{k_{\perp, sup } + k_{\perp, inf }}$$
2. Sonde sulle Teste di Bobina (End-Winding RTD/PTC): Vengono fissate meccanicamente e legate con cordoni in fibra di vetro/Nomex direttamente sull'isolamento esterno delle teste di bobina prima del processo VPI. Rilevano l'accumulo termico dovuto a deficienze locali di ventilazione o a correnti armoniche di sequenza negativa ($I_2$).
3. Sonde sui Denti del Nucleo (Stator Core RTD): Annegate in fori lavorati nel pacco di lamierini magnetici per monitorare le perdite per correnti parassite interlaminari dovute al deterioramento dell'isolamento superficiale delle lamiere.

Isolamento Galvanico, Concentrazione del Campo Elettrico e Scariche Parziali

La tensione nominale fase-terra ai morsetti di un motore di tensione $U_n$ è definita da $V_{ ph-g } = U_n / \sqrt{3}$. Per un motore da $13.8 kV$, il valore di picco nominale applicato all'isolamento principale è:

I cavi di strumentazione delle sonde operano al potenziale di terra della sala controllo o del quadro di protezione (PE, $0 V$). Se la sonda viene posizionata tra barre di fasi diverse all'interno della stessa cava (zona di inversione di fase, dove la tensione tra i conduttori può raggiungere $U_n$), la barriera isolante della sonda deve sopportare simultaneamente la sollecitazione dielettrica e gli sforzi di taglio termomeccanici.

Lo spessore della schermatura dielettrica integrata nel corpo stesso della sonda piana ($t_{ sonda }$) presenta una permittività relativa $\varepsilon_{r, sonda } \approx 4.5$, mentre la resina epossidica di cava presenta $\varepsilon_{r, epossidica } \approx 3.8$. Qualora esistano microvuoti non impregnati ($\varepsilon_{r, aria } = 1.0$) nell'interfaccia tra la barra e il corpo della sonda, la componente perpendicolare del campo elettrostatico $E_{ aria }$ si intensifica in modo inversamente proporzionale alla permittività:

Se $E_{ aria }$ supera la rigidità dielettrica critica dell'aria ($E_{ Paschen } \approx 3.0 kV/mm$ a pressione atmosferica), si innescano scariche parziali (PD) interne ad alta energia. Questo fenomeno bombarda ionicamente il substrato epossidico della sonda, provocando il fenomeno dell'alberatura elettrica (electrical treeing), la perforazione della guaina del sensore e l'iniezione distruttiva dell'alta tensione di linea ($13.8 kV$) direttamente verso le schede di ingresso analogiche dei relè di protezione numerici.

Per norma (IEEE 43, IEC 60034-1 e IEC 60255-27), le sonde annegate per media tensione devono essere costruite con un isolamento integrale testato individualmente a una tensione di tenuta a frequenza industriale non inferiore a:

Inoltre, i cavi di uscita devono incorporare uno schermo a treccia di rame stagnato collegato a terra esclusivamente all'estremità del relè per derivare le correnti capacitive parassite.

Modellazione Matematica della Catena di Misura e Compensazione degli Errori

La misurazione accurata tramite PT100 richiede di neutralizzare due fonti primarie di errore metrologico: la resistenza parassita dei conduttori di collegamento ($R_L$) e l'autoriscaldamento (self-heating) indotto dalla corrente di eccitazione ($I_{ ecc }$).

Analisi dei Circuiti di Collegamento: Ponte di Wheatstone e Condizionamento Analogico

La lunghezza del cablaggio dall'interno dello statore alla morsettiera ausiliaria (junction box) del motore, e da lì alla sala controllo, può superare i $100 m$. Con cavi di strumentazione standard da $0.75 mm ^2$ ($\rho_{ Cu,20 } \approx 0.024 \Omega/ m$), la resistenza di andata e ritorno $2 R_L$ può raggiungere $6.4 \Omega$, il che rappresenterebbe un errore sistematico non ammissibile pari a:

Per annullare questa divergenza, si impiegano configurazioni di collegamento multifilari con condizionamento raziometrico:

Topologia a Tre Fili (Compensazione a 3 Fili)

Nel circuito bilanciato a 3 fili collegato a un convertitore analogico-digitale (ADC) differenziale tramite due sorgenti identiche di corrente costante $I_1 = I_2 = I_{ ecc }$:

Assumendo una rigorosa simmetria fisica e termica dei conduttori ($RL1 = RL2 = R_L$):

La tensione risultante è indipendente dalla lunghezza del cavo. Tuttavia, se esiste un'asimmetria dovuta al degrado dei morsetti o a un gradiente termico differenziale tra i conduttori ($\Delta R_L = |RL1 - RL2| \ne 0$), sorge un errore residuo diretto:

Topologia a Quattro Fili Kelvin (Misura Assoluta a 4 Fili)

La topologia a 4 fili applica una corrente di eccitazione $I_{ ecc }$ attraverso una coppia di fili esterni (1 e 4) e misura la caduta di potenziale esclusivamente ai terminali della PT100 tramite un voltmetro di strumentazione con impedenza di ingresso $Z_{ in } \ge 10 G \Omega$ attraverso la coppia interna (2 e 3):

L'eliminazione dell'errore di linea è totale e immune da qualsiasi asimmetria della resistenza dei conduttori.

Errore di Autoriscaldamento (Self-Heating Error)

La potenza elettrica dissipata nell'elemento sensore dal passaggio della corrente di misura genera un proprio flusso termico che innalza la temperatura del platino al di sopra di quella del mezzo circostante:

L'incremento spurio di temperatura stazionario $\theta_{ self }$ dipende dal coefficiente di dissipazione termica del sensore incapsulato $\delta_{ th }$ ($mW /^\circ C \mu_{lti}$):

Per una sonda annegata in resina epossidica ($\delta_{ th } \approx 2.0 mW /^\circ C$) a $150^\circ C$ ($R_{ PT100 } \approx 157.3 \Omega$):

• Se $I_{ ecc } = 5.0 mA$: $P = (5 \times 10^{-3})^2 \times 157.3 = 3.93 mW \implies \theta_{ self } = 3.93 / 2.0 \approx +1.97 K$ (errore inaccettabile).
• Se $I_{ ecc } = 1.0 mA$: $P = (1 \times 10^{-3})^2 \times 157.3 = 0.157 mW \implies \theta_{ self } = 0.157 / 2.0 \approx +0.08 K$ (trascurabile).

Per questo motivo, i moduli RTD ad alta precisione limitano la corrente di eccitazione a $I_{ ecc } \le 1.0 mA$ (frequentemente pilotata tramite impulsi discreti sincronizzati per ridurre al minimo l'integrale temporale di dissipazione).

Strategie de Protezione Digitale e Parametrizazione (ANSI 49, 49S, 49R)

La protezione termica dello statore nei relè multifunzione numerici (IED, Intelligent Electronic Devices) combina il modello matematico dell'immagine termica dinamica basato sulla corrente (ANSI 49 / 49S) con il feedback in tempo reale fornito dalle sonde RTD/PTC annegate (ANSI 49R).

Accoppiamento dell'Immagine Termica Digitale con Correzione RTD (RTD Biasing)

Il modello standard di immagine termica di primo ordine implementato nei relè digitali secondo la norma IEC 60255-149 risolve ricorsivamente l'equazione differenziale del bilancio termico:

dove $\theta(t)$ è la capacità termica utilizzata ($0 \le \theta \le 1.0$ o $100\%$), $\tau_{ th }$ è la costante di tempo termica globale dello statore, e $I_{ eq }$ è la corrente equivalente bilanciata che incorpora il riscaldamento aggiuntivo dovuto alle componenti armoniche e alla sequenza negativa ($I_2$):

L'algoritmo di RTD Biasing utilizza la temperatura reale misurata dalla sonda più calda dello statore ($T_{ max,RTD }$) per ricalibrare dinamicamente lo stato interno dell'integratore dell'immagine termica. La capacità termica calcolata mediante la polarizzazione da RTD ($\theta_{ RTD }$) viene parametrizzata linearmente a tratti definiti da tre soglie di temperatura:

Il relè seleziona dinamicamente il valore dominante per la decisione di scatto: $\theta_{ finale } = \max\left( \theta_{ corrente }, \theta_{ RTD } \right)$. Questo meccanismo compensa anomalie che l'immagine basata sulla sola corrente non può prevedere, come la riduzione del flusso d'aria per ostruzione dei filtri, temperature ambiente elevate in cabina o guasti nel circuito di raffreddamento ad acqua degli scambiatori di calore (CACW / CACA).

Classe di Isolamento (IEC 60085)	Limite Termico Massimo ($T_{ max }$)	Sovratemperatura Ammissibile ($\Delta T$ per Resistenza)	Soglia di Allarme Raccomandata (Slot RTD)	Soglia di Scatto Raccomandata (Slot RTD)
Classe B	$130^\circ C$	$80 K$ (con $T_{ amb } = 40^\circ C$)	$115^\circ C$	$125^\circ C$ a $130^\circ C$
Classe F (Esercita come B)	$155^\circ C$	$80 K$ (progettazione conservativa con margine di vita $2\times$)	$120^\circ C$	$130^\circ C$ a $135^\circ C$
Classe F	$155^\circ C$	$105 K$	$140^\circ C$	$150^\circ C$ a $155^\circ C$
Classe H	$180^\circ C$	$125 K$	$160^\circ C$	$170^\circ C$ a $175^\circ C$

Logica di Votazione e Filtraggio degli Artefatti di Misura

I guasti nei cavi di strumentazione (cortocircuito o circuito aperto) genererebbero letture estreme spurie ($-50^\circ C$ o $+300^\circ C$), inducendo scatti intempestivi dell'unità di potenza. Pertanto, il firmware del relè esegue una matrice di supervisione della plausibilità fisica prima di attivare le funzioni di protezione:

• Rilevamento di Sonda Aperta / Scollegata: Se $R_{ misura } > 390 \Omega$ ($T > 850^\circ C$), l'ingresso viene bloccato automaticamente impostando lo stato di Sensor Fault.
• Rilevamento di Sonda in Cortocircuito: Se $R_{ misura } < 18 \Omega$ ($T < -200^\circ C$), l'ingresso viene invalidato.
• Plausibilità Fisica del Gradiente Termico ($dT/dt$): La costante di tempo termica dello statore impedisce incrementi istantanei superiori a $2 K/s$. Se $\left| \frac{dT}{dt} \right| > 5 K/s$, il dato viene scartato in quanto attribuibile all'accoppiamento di rumore elettromagnetico.
• Logica di Votazione Incrociata (2ooN): Per l'attivazione dello scatto irreversibile dell'interruttore (ANSI 86), l'algoritmo richiede che almeno due sonde indipendenti superino la soglia di scatto ($T_{ scatto }$) nella stessa cava o fase adiacente ($2 oo 3$ o $2 oo 6$), oppure la coincidenza simultanea tra l'allarme termico per sovracorrente (ANSI 49) e una singola sonda RTD che superi $T_{ scatto }$.

Analisi Forense dei Guasti e Modi di Degradazione Dielettrico-Termica

L'indagine sui guasti catastrofici nei motori di media tensione rivela schemi critici in cui le sonde annegate agiscono indistintamente come vittime o come catalizzatori diretti della distruzione dell'isolamento.

Meccanismo di Usura Meccanica per Vibrazione Elettrodinamica (Fretting)

Alla frequenza industriale ($50 Hz$ o $60 Hz$), os conduttori all'interno della cava statorica subiscono forze elettrodinamiche radiali oscillatorie a doppia frequenza di rete ($100 Hz$ o $120 Hz$) proporzionali al quadrato della corrente di cava:

Negli avviamenti diretti dei motori in cui $I_{ avv } \approx 6.0 a 7.5 I_n$, le forze elettrodinamiche si moltiplicano per un fattore compreso tra $36 e 56$. Se la cuneatura della cava perde compressione elastica nel tempo:

1. Le barre superiore e inferiore subiscono micro-spostamenti assiali e radiali relativi.
2. Il corpo della sonda RTD viene sottoposto ad attrito abrasivo continuo (fretting wear).
3. La matrice in fibra di vetro dell'involucro della sonda si polverizza gradualmente fino a esporre i filamenti interni di platino o le piste di interconnessione.
4. Il contatto metallo-metallo tra il conduttore della sonda e il pacchetto di isolamento danneggiato perfora l'isolamento della bobina, trasformandosi in un guasto catastrofico fase-terra ($I_{ sc,ph-g }$) attraverso la linea stessa di strumentazione.

Accoppiamento di Transitori Rapidi ($dv/dt$) da Inverter VFD / PWM

Quando un motore di media tensione è alimentato da convertitori di frequenza con inverter IGBT o IGCT (tecnologia PWM multilivello o a due livelli), i fronti d'onda di tensione incidenti ai morsetti possiedono pendenze di salita estremamente elevate ($dv/dt > 5 a 10 kV /\mu s$).

A causa della capacità parassita distribuita ($C_{ accopl }$) esistente tra il conduttore attivo della barra e l'elemento sensore (tipicamente da $15 a 40 pF$ per sonda in cava), l'iniezione di corrente transitoria di modo comune ($i_{ mc }$) verso il circuito elettronico di strumentazione è regolata da:

Per un transitorio con $dv/dt = 10 kV /\mu s = 10^{10} V/s$ e $C_{ accopl } = 30 pF$:

Questa corrente di modo comune ad alta frequenza, nel ritornare a terra attraverso l'impedenza del modulo analogico di ingresso RTD, genera una sovratensione transitoria ($V_{ GND } = i_{ mc } \cdot Z_{ chasis }$) che supera la rigidità dielettrica dei diodi soppressori di transitori (TVS), perfora i multiplexer analogici monolitici e distrugge irreversibilmente i processori digitali di segnale del sistema di monitoraggio termico.

Ingegneria Applicata e Validazione con Vexten Suite

Il dimensionamento termico, la validazione dei transitori di avviamento e la selettività delle funzioni di protezione vengono eseguiti in modo integrato mediante i moduli computazionali specializzati di Vexten Suite.

Flusso di Lavoro Analitico in Vexten Suite

1. Calcolo del Cortocircuito e della Sollecitazione Dielettrica (Modulo IEC 60909 / IEEE 141):
   • Modellazione della rete di media tensione per determinare le correnti di cortocircuito simmetriche ($I_k''$) e asimmetriche di picco ($i_p$).
   • Valutazione della sovratensione temporanea indotta sul neutro (TOV, Temporary Overvoltage) durante i guasti asimmetrici fase-terra. Ciò consente di verificare che l'isolamento delle sonde annegate sopporti l'innalzamento del potenziale galvanico senza raggiungere la tensione di innesco delle scariche parziali.
2. Simulazione Dinamica dell'Avviamento dei Motori e Limite Termico (Modulo Motor Acceleration):
   • Calcolo della curva di danno termico del rotore e dello statore in condizioni di rotore bloccato (locked-rotor thermal limit) e avviamento con elevata inerzia del carico ($J_{ carico } \gg J_{ motore }$).
   • Sovrapposizione interattiva delle curve caratteristiche di intervento della replica termica digitale (ANSI 49) e delle curve temperatura-tempo registrate dalle sonde RTD/PTC simulate.
   • Ottimizzazione dei tempi di inibizione dello scatto per gradiente termico transitorio elevato durante l'accelerazione, garantendo il distacco selettivo prima che il rame dell'avvolgimento superi il suo limite termico critico ($T_{ limite,F } = 155^\circ C$).
3. Dimensionamento dei Cavi e Correzione della Temperatura (Modulo IEC 60287 / NEC 310):
   • Integrazione delle perdite per distorsione armonica prodotte dagli azionamenti VFD per determinare il declassamento termico analitico dei conduttori di media tensione e dei circuiti di strumentazione.
   • Modellazione dell'accoppiamento induttivo e capacitivo incrociato tra i cavi di potenza del motore e le linee di segnale schermate delle sonde PT100, verificando che i livelli di rumore di modo serie indotto non superino i $10 mV$ efficaci, garantendo un errore di lettura inferiore a $\pm 0.25 K$.

Questa metodologia integrata di modellazione multifisica in Vexten Suite assicura una transizione armonica tra la progettazione elettromagnetica dell'avvolgimento, la tenuta dielettrica dei componenti di misura annegati e la parametrizzazione delle protezioni numeriche della sottostazione.