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ATERRAMENTO 
CONCEITOS BÁSICOS 
 
 
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ATERRAMENTO ELÉTRICO 
CONCEITOS BÁSICOS 
 
Paulo Edmundo da F. Freire (paulofreire@paiolengenharia.com.br) 
 
Engo Eletricista e Mestre em Sistemas de Potência pela PUC-RJ 
Especialização em Aterramento e Interferências na SES, Montreal, Canadá 
Doutorando em Geologia/Geofísica pela Unicamp 
Diretor da PAIOL Engenharia 
 
INTRODUÇÃO .................................................................................................................... 1 
1. ATERRAMENTO ELÉTRICO - CONCEITOS BÁSICOS ............................................. 1 
1.1 PARÂMETROS ELÉTRICOS DO SOLO ...................................................................... 3 
1.2 SOLOS SUJEITOS A CONGELAMENTO ................................................................... 9 
2. CHOQUE ELÉTRICO E SEGURANÇA HUMANA ..................................................... 13 
3. DESEMPENHO DE ATERRAMENTOS ..................................................................... 17 
3.1 DESEMPENHO DE ATERRAMENTOS ÀS BAIXAS FREQUÊNCIAS ...................... 17 
3.2 DESEMPENHO DE ATERRAMENTOS A CORRENTES IMPULSIVAS .................... 24 
3.3 REFERÊNCIAS .......................................................................................................... 30 
4. MATERIAIS UTILIZADOS EM ATERRAMENTO ....................................................... 32 
4.1 CONCEITOS BÁSICOS ............................................................................................. 32 
4.2 PROTEÇÃO DOS MATERIAIS CONTRA A CORROSÃO ........................................ 35 
4.3 PROTEÇÃO CATÓDICA DE DUTOS – CONCEITOS BÁSICOS .............................. 37 
4.4 CONEXÕES EM ATERRAMENTOS .......................................................................... 40 
4.5 MATERIAIS UTILIZADOS EM ATERRAMENTOS .................................................... 43 
ANEXO I - CIRCUITOS DISTRIBUÍDOS E EM CASCATA .............................................. 44 
ANEXO II - SIMULAÇÃO DIGITAL DE MALHAS DE ATERRAMENTO .......................... 48 
 
 
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INTRODUÇÃO 
 
O aterramento elétrico vem a ser um elemento integrante da infra-estrutura de 
instalações elétricas e também de elementos construtivos de edificações e de estruturas. A 
palavra integrante é aqui aplicada no seu sentido mais amplo, pois tanto diz respeito ao fato 
do aterramento fazer parte de inúmeros subsistemas, como pelo fato da malha de 
aterramento efetivamente integrar - no sentido de interligar - os elementos destes 
subsistemas. 
 
Tem-se, portanto, que o aterramento não se restringe aos elementos enterrados, 
estendendo-se até os componentes dos diversos subsistemas: 
 estruturas e edificações - ferragens e elementos metálicos estruturais; 
 sistemas de proteção contra descargas atmosféricas - elementos captores e descidas; 
 redes de energia - cabos pára-raios das linhas de transmissão, blindagens de cabos de 
energia, condutor neutro de redes de distribuição, condutor de proteção de circuitos em 
baixa tensão; e 
 equipamentos eletrônicos e cabeações de sinais - blindagens, malhas de referência de 
sinais, “racks” e chassis de equipamentos etc. 
 
As mais diversas funções são esperadas do aterramento: 
 segurança para pessoas e instalações; 
 garantia de atuação eficiente de dispositivos protetores; 
 referência para redes elétricas e para equipamentos eletrônicos; 
 meio de escoamento de correntes para o solo (para descargas atmosféricas, desbalanços 
de redes de energia, cargas eletrostáticas); 
 blindagem para a proteção de equipamentos e cabeações de sistemas eletrônicos. 
 
A tecnologia para o dimensionamento de sistemas de aterramento pode ser dividida, 
em linhas gerais, em quatro tipos de sistemas: 
 instalações de alta-tensão (linhas de transmissão e subestações); 
 redes de distribuição; 
 instalações de baixa tensão e edificações/estruturas; e 
 instalações que abrigam equipamentos eletrônicos sensíveis. 
 
Estudos de malhas de aterramento de subestações são reconhecidos pelo IEEE 
“Recommended Practice for Industrial and Commercial Power Systems Analysis” (“Standard 
399-1990”), como um dos dez estudos clássicos, aplicáveis ao dimensionamento de redes 
de energia para instalações industriais e comerciais. A mesma metodologia utilizada nestes 
estudos pode ser aplicada para o dimensionamento do aterramento de linhas de transmissão 
de energia (cabos pára-raios e aterramento de pés de torres), bem como para a elaboração 
dos estudos de interferências de redes de alta-tensão sobre linhas de distribuição, telefonia, 
tubulações metálicas etc. 
 
Instalações de alta-tensão abrangem os principais componentes das redes de 
transmissão de energia, a saber, as subestações e as linhas de transmissão. A característica 
principal destas instalações vem a ser o fato de estarem associadas a grandes blocos de 
energia, que demandam altas tensões e elevadas correntes. 
 
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A situação mais crítica para o dimensionamento e a avaliação dos sistemas de 
aterramento destas instalações vem a ser a condição de curto-circuito, quando a circulação 
de corrente nos componentes da rede, e destes para a terra, atinge valores muito altos, da 
ordem de milhares de Ampéres (kA), e a sua eliminação pelos sistemas de proteção (relés e 
disjuntores) demanda tempos elevados, da ordem de décimos de segundo. 
 
Estudos de aterramento e de interferências utilizam técnicas de modelagem da rede 
elétrica em condições anormais de operação (curto-circuito ou desbalanceamento de fases), 
onde existe circulação de correntes pelo solo e por elementos usualmente desenergizados 
(malhas de aterramento, blindagens de cabos de energia, cabos pára-raios de linhas de 
transmissão etc.). Os seguintes aspectos são abordados nestes estudos: 
 aterramento - dimensionamento dos elementos componentes do sistema de aterramento 
(ampacidade) e segurança humana (potenciais de passo e toque, potenciais transferidos); 
 interferências - indução em estruturas metálicas longas (tubulações, linhas telefônicas, 
redes de distribuição, cercas etc.) e/ou acoplamento condutivo com outros aterramentos, 
tubulações ou estruturas metálicas enterradas. 
 
Nas redes de distribuição em posteação, convivem as cabeações da média tensão 
(tipicamente até 15kV), da baixa tensão e a rede telefônica. Neste tipo de rede, ao contrário 
dos demais sistemas, os aterramentos dos três subsistemas (rede elétrica, cabo mensageiro 
e cabo telefônico) são usualmente separados. 
 
Nas instalações de baixa tensão, os sistemas de aterramento e de proteção contra 
descargas atmosféricas (diretas e indiretas) devem ser conduzidos como um projeto único, 
uma vez que se tratam de sistemas de atuação integrada. O dimensionamento destes 
sistemas deve ser baseado nas normas NBR-5410/2004 (Instalações Elétricas de baixa 
Tensão) e NBR-5419/2015 (Proteção de Estruturas contra Descargas Atmosféricas). 
 
Estudos nas diversas áreas acima relacionadas devem fazer parte do projeto de novas 
instalações ou da ampliação/reformulação de sistemas já existentes. Dentre as situações 
que requerem a avaliação e o eventual redimensionamento destes sistemas, podemos citar: 
 a ampliação de instalações já existentes; 
 a implantação de sistemas eletrônicos sensíveis (redes de microcomputadores, sistemas 
de comunicação, supervisão e controle etc.); 
 a detecção de problemas em instalações já existentes (choques em estruturas metálicas, 
falhas na operação de sistemas eletro-eletrônicos, queima de componenteseletrônicos, 
mau funcionamento de equipamentos etc.); 
 a ampliação de SE's ou a construção/ampliação de instalações vizinhas às mesmas 
(indústrias, CPD's, redes de tubulações metálicas etc.); e 
 a reformulação de instalações, considerando as normas e padrões mais atualizados, 
visando níveis mais elevados de confiabilidade. 
 
 
 
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1. ATERRAMENTO ELÉTRICO - CONCEITOS BÁSICOS 
 
Sistemas de aterramento são constituídos por uma rede de eletrodos enterrados e por 
condutores de interligação, e tem por objetivo: 
 prover um meio de escoamento de correntes elétricas para o solo, sejam descargas 
atmosféricas diretas, curtos-circuitos envolvendo a terra, desbalanços na rede de energia 
ou cargas elétricas estáticas; 
 estabelecer um referencial para a terra, de baixa impedância, tendo em vista a atuação 
eficiente de dispositivos de proteção, bem como a operação adequada de equipamentos 
eletrônicos; 
 equipotencialização da superfície do solo no interior e na periferia de subestações de 
energia, quando da ocorrência de curtos-circuitos para a terra, tendo em vista o controle 
dos potenciais de passo e toque; 
 prover as instalações em geral, de uma rede de condutores que permita ligações curtas e 
seguras de todos os equipamentos e estruturas para os eletrodos de aterramento. 
 
Entende-se por eletrodos de aterramento quaisquer elementos metálicos enterrados 
que podem dissipar correntes elétricas para o solo, sejam aqueles dedicados exclusivamente 
para este fim, tais como os cabos de cobre nu e as hastes de aço-cobreado, ou aqueles que 
exercem primariamente outras funções, tais como tubulações metálicas e ferragens de 
fundações. 
 
O desempenho de malhas de aterramento pode ser analisado considerando duas 
condições operativas, seja quando da injeção de uma corrente de baixa frequência, sendo a 
falta para a terra uma situação típica, ou quando da injeção de correntes de surto, tais como 
as que caracterizam os raios. 
 
A Figura 1.1 apresenta as elevações de potenciais no solo decorrentes da injeção de 
uma corrente à frequência fundamental (50/60 Hz) e de uma corrente de alta frequência (0,5 
kHz) em uma malha de aterramento típica de subestação (reticulada). No primeiro caso é 
obtida uma razoável equipotencialidade do solo, dentro dos limites impostos pela geometria 
da malha, enquanto que no segundo caso a elevação transitória do potencial restringe-se, 
praticamente, à região do solo próxima ao ponto de injeção da corrente na malha. 
 
 
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Figura 1.1: potenciais no solo devido à injeção de correntes de baixa e de alta frequência 
em uma malha de aterramento. 
 
 
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Figura 1.2: superfícies equipotenciais potenciais no solo devido à injeção de correntes de 
baixa frequência em uma malha de aterramento. 
 
1.1 PARÂMETROS ELÉTRICOS DO SOLO 
 
As equações de Maxwell definem as relações entre os vetores que caracterizam o 
campo eletromagnético em um determinado meio. Nestas equações o solo é caracterizado 
por três parâmetros (que no caso mais geral são variáveis no tempo e no espaço): 
  - resistividade elétrica, 
 r - permeabilidade magnética relativa ao vácuo, e 
 r - constante dielétrica ou permissividade relativa ao vácuo. 
 
 
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No solo, o parâmetro r pode ser considerado unitário, e o parâmetro r assume 
valores dentro da faixa de 5 a 30. A resistividade ”ρ” é inversamente proporcional à 
condutividade elétrica ”σ”. O valor da resistividade de um material coincide com a resistência 
elétrica de um cubo deste mesmo material de aresta unitária (1 x 1m). A Tabela 1.1 
apresenta os valores típicos de resistividade dos diferentes tipos de solo. 
 
A resistividade é o parâmetro determinante do desempenho de aterramentos à baixa 
frequência. Estudos e projetos de aterramento exigem o conhecimento da resistividade do 
solo, parâmetro este essencial para o cálculo de resistências de aterramento e de potenciais 
na superfície do solo. De maneira simplista, a resistividade pode ser definida como sendo 
uma medida da dificuldade que a corrente elétrica encontra na sua passagem em um 
determinado material, o que está ligado aos mecanismos pelos quais a corrente elétrica se 
propaga. 
 
A resistividade típica das rochas cristalinas da crosta terrestre situa-se na faixa de 10² 
a 106 Ω.m. Estes valores de resistividade são elevados quando comparados aos de materiais 
condutores (cobre = 1,7241 x 10-8 .m), porém as resistências de malhas de aterramento não 
são muito grandes, tipicamente da ordem de unidades ou poucas dezenas de Ohms, pois 
estão associadas a grandes volumes de solo, que apresentam considerável seção reta para 
a circulação da corrente. 
 
A Lei de Ohm estabelece a relação entre a resistividade (ρ) e a resistência (R) de um 
condutor homogêneo, de forma cilíndrica ou prismática (Figura 1.3), é dada pela equação: 
 𝑹 = 𝝆
𝑳
𝑺
 (Ohms), onde 
 L é o comprimento; e 
 S é a seção transversal do condutor. 
 
Deste modo pode-se definir a resistividade elétrica deste corpo como sendo 𝜌 = 𝑅
𝑆
𝐿
 
(Ohm.m). 
 
 
Figura 1.3: relação resistividade x resistência. 
 
1.1.1 Resistividade da Água do Mar 
 
A água fresca já tem uma condutividade muito baixa, a adição de uma concentração de 
sal de cerca de 35 gramas por litro transforma a água do mar, com 0,15 a 0,4 Ω.m, em um 
excelente condutor. 
 
 
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Em contraste com a condutividade promovida pelo deslocamento de elétrons, 
característica dos materiais sólidos, os portadores de carga nos oceanos são os íons 
hidratados dos sais dissolvidos. Os íons positivos são chamados ânions e íons negativos são 
cátions. A condutividade da água do mar depende da quantidade de íons dissolvidos por 
volume (isto é, da salinidade) e da mobilidade dos íons (dependente da temperatura e 
pressão). A condutividade é igualmente aumentada pelo acréscimo da salinidade de 1 grama 
por litro, pelo aumento de temperatura de 1 °C, ou pelo aumento da profundidade de 2000 m 
(leia-se, da pressão). A água do mar, portanto, apresenta resistividade na faixa de 0,4 Ω.m 
para água fria e profunda a 0,15 Ω.m para a água quente de superfície. 
 
1.1.2 Resistividade das Rochas 
 
Corrente contínua ou em baixas frequências, pode fluir pelo solo de duas maneiras – 
pelo movimentação de elétrons (metálica) ou de íons (eletrolítica). A condução metálica 
caracteriza-se pelo transporte dos elétrons na matriz da rocha, sendo o caso de certos 
minerais metálicos e dos xistos grafitosos. A maioria dos minerais não possui elétrons livres 
em quantidade suficiente para permitir a condução metálica, o que faz com que a circulação 
de corrente elétrica nos solos seja, usualmente, de natureza eletrolítica, resultante do 
deslocamento dos íons contidos na água retida no mesmo. 
 
As rochas da crosta terrestre, silicatos de maneira geral, são más condutoras. Nas 
camadas superiores da crostra terrestre, a resistividade das rochas é dependente, 
basicamente, da quantidade de água contida, da salinidade desta água e da sua distribuição 
nos poros e fissuras das rochas. É a umidade que torna o solo um meio condutor 
relativamente bom, apesar de seus constituintes minerais serem maus condutoresou mesmo 
isolante (caso das micas). Para valores altos de umidade, a condutividade do solo aproxima-
se da condutividade do eletrólito absorvido, enquanto que para baixos níveis de umidade os 
valores de resistividade são governados pelas características elétricas do material rochoso. 
 
Alguns minerais não-silicatos são caracterizados por condução eletrônica. Rochas com 
teores significativos de grafite, sulfuretos (pirita e pirrotite, por exemplo) e óxidos (magnetita 
e hematita, por exemplo), podem apresentar baixa resistividade. Folhelhos que contém 
grafite podem ter resistividade inferior a 0,1 Ω.m. A quantidade de interligações entre os 
minerais condutores é de grande importância para caracterizar a condutividade elétrica 
destas rochas. 
 
Formações sedimentares são constituídas por materiais granulares, que podem ter os 
espaços intergranulares ocupados pela água. Dependendo da constituição da formação e da 
umidade contida na mesma, podem apresentar um amplo espectro de valores de 
resistividades. 
 
Minerais argilosos são caracterizados pela grande capacidade de realizar trocas 
iônicas. Solos e rochas ricos em argila normalmente apresentam, portanto, baixa 
resistividade. Minerais argilosos podem ter origem em processos de intemperização de 
superfícies ou devido à atividade hidrotermal em grandes profundidades. Solos ricos em 
argila podem também reter a água dos poros sob condições não saturadas. 
 
Minerais silicatos normalmente têm uma carga de superfície. Em consequência, ocorre 
uma atração das cargas de sinal oposto na água dos poros que resulta em uma fina dupla 
camada elétrica formada na interface grão-eletrólito. Esta camada é eletricamente mais 
condutora do que o resto da água dos poros. Rochas e solos alterados e de granulação fina, 
que tem grande área de superfície total grão-eletrólito, apresentam, portanto, resistividade 
mais baixa do que rochas e solos recentes, de granulação grosseira, mantidos os demais 
fatores. 
 
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A mobilidade de cargas eletrolíticas dos minerais silicatos aumenta dramaticamente em 
altas temperaturas, ocorrendo a baixa resistividade elétrica em anomalias geotérmicas. A 
fusão parcial resulta em uma considerável redução da resistividade elétrica. A resistividade 
elétrica das soluções aquosas também é afetada pela temperatura, já que a elevação da 
temperatura resulta no aumento da solubilidade de muitas substâncias e, 
consequentemente, da salinidade da água nos poros das rochas. 
 
Usualmente altos valores de resistividade estão associados a embasamentos 
cristalinos antigos, compostos por granitos, gnaisses e rochas similares. Entretanto 
resistividades elevadas também podem ser associadas a formações mais novas, como por 
exemplo, nas lavas basálticas. Nas formações cristalinas, apesar da presença de água em 
fraturas e poros baixar o valor da resistividade, esta mudança somente se faz notar se a 
quantidade de minerais condutivos excede 10% do volume de rocha. Basaltos e rochas 
ígneas tem a faixa de resistividade do granito, que seco varia de 106 a 109 Ω.m, e em geral 
103 a 106 Ω.m. Nas micas, na direção perpendicular às lâminas, a resistividade pode chegar 
a ordens de 1015 Ω.m. 
 
As resistividades típicas das rochas são da ordem de 100 a 1.000.000 Ω.m, conforme 
apresentado no Gráfico 1.1. Os seguintes fatores influenciam a resistividade dos materiais 
litológicos: 
 umidade e porosidade da rocha, assim como a textura e forma de distribuição de seus 
poros; 
 resistividade do minerais que formam a parte sólida da rocha e dos líquidos e gases que 
preenchem seus poros; 
 processos que ocorrem no contato dos líquidos com a estrutura mineral (adsorção de 
íons). 
 
A resistividade dos solos de condutibilidade eletrolítica é função inversa dos fatores 
abaixo ralacionados, conforme pode ser observado no Gráfico 1.2: 
 porosidade total comunicante – ou seja da granulação da rocha e da distribuição e forma 
dos poros e fissuras; 
 grau de saturação - quantidade de água contida nos poros e fraturas da rocha, nos 
espaços entre partículas ou aderida à superfície das mesmas; e 
 condutividade da água – dependente da concentração de sais e elementos químicos 
dissolvidos, e da sua temperatura, no intervalo desde o ponto de liquefação até o de 
evaporação da água. 
 
Tem-se, portanto, que a resistividade do solo é um parâmetro extremamente variável, 
que varia para diferentes tipos de formação, e inclusive dentre formações semelhantes. Tem-
se, portanto, que não é possível fazer nenhuma correlação de litologia com resistividade. As 
Tabelas que se seguem são meramente orientativas, e apresentam uma grande faixa de 
variação de resistividade para os diferentes formadores do solo. 
 
 
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Tabela 1.1: valores típicos de resistividade de diversos materiais, em .m 
(DNER-ME 040/95). 
 
 
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Gráfico 1.1 – variações típicas, nos valores de resistividade para sedimentos 
inconsolidados saturados, e rochas (modificado de Orellana, 1972). 
 
 
Grafico 1.2: resistividade dos componentes da crosta terrestre 
(Resistivity of Rocks and Minerals - Geophysics 424, January 2013). 
 
 
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Gráfico 1.3: variação da resistividade do solo com salinidade, umidade e temperatura 
(Wikypedia). 
 
1.2 SOLOS SUJEITOS A CONGELAMENTO 
 
No caso dos solos sujeitos a congelamento, a resistividade é dependente da 
temperatura, volume de gelo e tipo de solo (neste último caso mais devido à sua 
granulação). A camada de solo permanentemente congelada (“permafrost”), a partir de 
alguns metros abaixo da superfície do solo, apresenta usualmente valores bastante estáveis 
de temperatura e de resistividade ao longo de todo o ano, enquanto que a camada superficial 
apresenta variações, em função da temperatura ambiente nas diversas estações do ano. 
 
A Figura 1.4 ilustra o comportamento da resistividade de diferentes tipos de solo na 
faixa de 10 oC, cabendo algumas observações: 
 o congelamento preserva a relação de resistividades para os diferentes tipos de solo, 
verificando-se que a argila congelada apresenta resistividade inferior à da areia e do 
granito não congelados; e 
 ocorre um drástico aumento da resistividade do solo para temperaturas abaixo de zero 
graus - para uma variação de temperatura de +1o para –10o, tem-se um aumento superior 
a dez vezes na resistividade do solo. 
 
 
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Figura 1.4: resistividade do solo na faixa entre 10oC. 
 
1.2.1 Variação da Temperatura do Solo 
 
A resistividade elétrica dos solos é inversamente proporcional à temperatura. Um 
aumento significativo da resistividade ocorre quando a temperatura cai abaixo de zero graus 
Celsius e congela o solo. Esta alteração está diretamente relacionada com o decréscimo da 
quantidade de água descongelada no solo, e pode ser afetada pela sua crioestrutura. 
 
A resistividade pode aumentar por um fator de 5 a 1000 vezes o valor de "verão", 
dependendo da temperatura, tipo de material do solo, conteúdo de umidade, salinidade etc. 
Que fatores de proporcionalidade da resistividade devem ser utilizados para as várias 
camadas superficiais do solo que são afetadas pela a temperatura em uma determinada 
região geográfica,quando o solo congela? Alguns argumentaram que um fator de 5 a 6 seria 
adequado. Outros adotam um valor da ordem de 20 ou mais. A melhor abordagem não é 
tentar usar um valor médio, mas para aproximar a distribuição real da resistividade com a 
profundidade por uma função temperatura x profundidade, considerando o modelo de solo de 
"verão" e outras informações relevantes, tais como dados meteorologicos. 
 
A temperatura do solo oscila ciclicamente, afetada principalmente por variações da 
temperatura do ar e da radiação solar. A variação anual da temperatura média diária do solo 
(T) com a profundidade (z) pode ser estimada utilizando uma função sinusoidal: 
 T(z,t) = Ta + A0 ℮– z/D sen[2π(t - t0)/365 – z/D – π/2], onde: 
 Ta – temperatura média do solo, 
 T – temperatura do solo ao longo do ano, 
 A0 – amplitude anual da temperature do solo, 
 D = 
wDh /2 – fator de atenuação da variação annual da temperatura com a 
profundidade, onde Dh é a difusividade térmica e ω = 2π/365. 
 
 
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O coeficiente de difusividade térmica (Dh) define a profundidade em que é interrompida 
a variação de temperatura. A Tabela 1.2 apresenta alguns valotes típicos para este 
parâmetro. 
 
Um exemplo típico de variação anual da temperatura: considerando Dh = 0.01 cm2/s, 
Ta = 2 °C e A0 = 20 °C, a profundidades abaixo de 5 a 6 m, as temperaturas do solo serão 
essencialmente constants ao longo do ano. 
 
Tipo de Solo Difusividade Térmica (cm²/sec) 
Rocha 0.020 
Argila Úmida 0.015 
Areia Úmida 0.01 
Argila Seca 0.002 
Areia Seca 0.001 
Solo Mineral 0.015 
Água 0.00142 
Ar 0.21x10-3 
Tabela 1.2: valores típicos de difusividade térmica do solo. 
 
 
Gráfico 1.4: variação anual da função temperatura x profundidade do solo. 
 
1.2.2 Resistividade em Função da Temperatura 
 
Com base na variação da temperatura do solo (T) com a profundidade (z), pode-se 
obter a variação da resistividade (ρ) como uma função da temperatura e profundidade ρ = 
ƒ(T,z). 
 
 
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O Gráfico 1.5 apresenta as curvas de variação do fator de resistividade (isto é, a 
relação de resistividade a uma dada temperatura para o seu valor a 15 °C) com a 
temperatura, calculadas com base em numerosos dados experimentais obtidos para diversos 
tipos de solo. 
 
Assim, para um estudo de aterramento, se para um determinado modelo de solo de 
"verão", for selecionado o perfil apropriado de temperatura de "inverno", com base nos dados 
meteorológicos da região e no fator de resistividade da curva correspondente ao solo da 
região, será possível a determinação da resistividade da camada superficial do solo em 
função da profundidade. 
 
A principal vantagem desta abordagem é que se pode utilizar finas camadas 
horizontais para emular a variação de resistividade com a profundidade ou, se necessário, 
pode ser calculada uma única camada equivalente. Esta técnica produz modelos mais 
realistas e menos conservativos do solo para condições de inverno e início da primavera. 
 
 
Gráfico 1.5: fator de resistividade x temperatura do solo. 
 
 
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2. CHOQUE ELÉTRICO E SEGURANÇA HUMANA 
 
A segurança do ser humano em contato com instalações elétricas está associada ao 
risco de choque. A Tabela 2.1 apresenta os efeitos de diversos níveis de choque elétrico no 
corpo humano. Dentre as possíveis consequências do choque elétrico no corpo humano 
podem-se destacar: 
 alterações do sangue, resultantes de efeitos térmicos e eletrolíticos da corrente elétrica; 
 perturbações no sistema nervoso, que podem levar a descontrole motor (espasmos 
musculares, que podem ser intensos o suficiente para quebrar ossos) e até a parada 
respiratória; 
 queimadura na pele e em órgãos internos, com riscos de necrose de tecidos; e 
 distúrbios cardíacos - fibrilação ventricular e parada cardíaca. 
 
Existem ainda os efeitos indiretos, quando existe arco elétrico, tais como: 
 calor irradiado pelo arco a alta temperatura; 
 trauma decorrente de som elevado e de forças vibratórias em torno do arco; e 
 inalação e exposição a vapores tóxicos liberados pelo arco. 
 
TIPO DE CONTATO 127 V 220 V 
Entre as pontas dos dedos de ambas as mãos (dedos secos) 7 mA 14 mA 
Entre as palmas das mãos (secas) 122 mA 244 mA 
Mão com ferramenta e pés calçados (secos) 6 mA 12 mA 
Mão com ferramenta e pés calçados (molhados) 183 mA 366 mA 
Corpo no chuveiro ou na banheira 220 mA 440 mA 
Tabela 2.1: correntes que circularão pelo corpo para diversas formas de contato. 
 
A resistência média tipicamente considerada para o corpo humano é de cerca de 1000 
ohms. A magnitude da corrente de choque depende de diversas variáveis, tais como a 
tensão aplicada, área de contato com o corpo, pressão aplicada, estado da pele (seca ou 
úmida) etc. Os efeitos do choque elétrico em baixas e altas tensões são distintos. A 
circulação de correntes de até 25 mA pelo corpo humano adulto é considerada de pouco 
risco, não representando um risco de morte, podendo, no entanto, causar desconforto ou 
dores. 
 
Em baixas tensões as correntes de choque dificilmente ultrapassam 300 mA, sendo o 
motivo de morte mais frequente a fibrilação ventricular. Em altas tensões as correntes de 
choque são da ordem de Ampéres, sendo na maioria das vezes o choque fulminante, com 
morte por efeito térmico (queimadura, fusão de carne e de ossos e vaporização de plasma e 
sangue), que ocorre bem antes da falência cardiovascular. Em alguns casos a violenta e 
generalizada contração muscular que se segue ao choque lança a vítima longe, havendo a 
possibilidade de recuperação, apesar de danos extensivos e sequelas de médio e longo 
prazo. 
 
 
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A fibrilação ventricular é um processo em que o batimento cardíaco perde o 
sincronismo devido à despolarização das fibras musculares do coração, que passam a 
tremular desordenadamente, o que resulta na perda da capacidade do músculo cardíaco de 
bombear o sangue. A reversão deste processo se faz por meio do desfibrilador elétrico, que 
nada mais é do que um capacitor que é descarregado no tórax da vítima. Esta descarga 
elétrica repolariza as fibras musculares do ventrículo, que voltam a obedecer ao sinal 
sincronizador emitido pelo Centro Regulador Cardiovascular. 
 
Os sintomas e consequências da fibrilação cardíaca são: 
 desfalecimento e palidez; 
 não há pulso - queda da pressão arterial para zero; e 
 não há respiração - parada respiratória. 
 
Cabe observar que o tempo de evolução do processo do choque elétrico é longo o 
suficiente para que a aplicação dos protocolos de ressucitação tenham um bom índice de 
sucesso, conforme pode-se constatar pela cronologia tipica de um evento de choque elétrico: 
 3 segundos - síncope; 
 10 a 20 segundos - convulsões; 
 30 a 40 segundos - pupila do olho dilatada; 
 40 segundos - apnéia e incontinência; 
 2 minutos - pupila do olho extremamente dilatada; 
 4 minutos - início do comprometimento cerebral irreversível; e 
 9 a 12 minutos - morte. 
 
Jellineck, pesquisador de eletropatologias, assim classifica a morte por choque elétrico: 
 “exitus interruptus” – quando a vítima morre imediatamente ao receber o choque elétrico, 
em decorrência da inibição de funções vitais; 
 “exitus retardatus” – quando a morte é lenta, e a vítima consegue gritar por alguns 
segundos, morrendo em seguida por asfixia; e 
 “exitus dilatus” – quando a vítimasobrevive ao choque, morrendo horas ou dias após o 
acidente. 
 
Com relação ao efeito da variação da frequência, pode-se afirmar que os seres 
humanos são extremamente vulneráveis a correntes para a faixa de frequência próxima a 50 
e 60 Hz. A tolerância do corpo humano à corrente contínua é, aproximadamente, cinco vezes 
maior do que para esta faixa de frequência, sendo que para altas frequências, entre 3.000 Hz 
e 10.000 Hz, o corpo suporta correntes de 22 a 28 vezes mais altas. 
 
Outro fator que contribui para a maior suportabilidade do corpo humano às frequências 
mais altas é o “efeito skin”, que faz com que as correntes em altas frequências tendam a 
circular apenas pela superfície da pele, sendo relativamente mais baixa a fração da corrente 
que circula pelos órgãos internos, especialmente pelo coração. 
 
A Figura 2.1 ilustra as principais variáveis relacionadas com os conceitos de segurança 
humana: 
 tensão de falta (Vf) - existente entre o ponto onde ocorre a falta e a terra remota; 
 
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 tensão de contato ou de toque (Vc) - fração da tensão de falta que é imposta à pessoa que 
toca uma massa metálica percorrida pela corrente de falta (ou por parte da mesma); 
 tensão de contato presumida (Vcp) - máxima tensão de contato que pode ocorrer em caso 
de ocorrência de falta de impedância desprezível na instalação; 
 tensão de contato limite - tensão que uma pessoa pode suportar indefinidamente sem 
risco; e 
 tensão de passo (Vp) - diferença de tensão na superfície do solo causada por uma 
circulação de corrente de terra, entre dois pontos espaçados de um metro (convenção). 
 
A terra remota vem a ser um local situado fora da área de influência dos eletrodos 
enterrados, onde o solo não interfere mais na definição da resistência de aterramento dos 
mesmos. Correntes de terra são decorrentes da operação desbalanceada de redes de 
energia, de fugas em instalações, da circulação de correntes capacitivas, de faltas para a 
terra etc. 
 
Se a falta e o contato se fazem fora desta área de influência dos eletrodos, tem-se, 
então que a tensão de falta iguala-se à tensão de contato presumida. A diferença de tensão 
entre as tensões de contato e de contato presumida vem a ser exatamente a tensão aplicada 
à resistência do contato, normalmente caracterizada pela resistência de contato dos pés da 
pessoa com o solo. A tensão de contato presumida só ocorre, na prática, se a pessoa estiver 
descalça sobre um piso condutivo, ou ainda tocando com a mão livre em uma estrutura 
metálica aterrada. 
 
De acordo com a IEC, considera-se como limite admissível para tensões de contato em 
corrente alternada de 110 V e 220 V, os tempos de 0,36 s e 0,17 s. 
 
C.A. C.C. REAÇÃO 
FISIOLÓGICA 
CONSEQUÊNCIA SALVAMENTO 
 
 
I < 25 mA 
 
 
I < 80 mA 
1 mA - formigamento 
15 mA - contração 
muscular 
55 mA - contração 
muscular violenta 
desde o incômodo 
até a morte 
aparente 
respiração artificial 
25 < I < 80 80 < I < 300 - contrações 
violentas 
- asfixia 
morte aparente respiração artificial 
 
I > 80 mA 
 
I > 300 mA 
- asfixia imediata 
- fibrilação ventricular 
- alterações 
musculares 
- queimaduras 
morte aparente respiração artificial 
massagem 
cardíaca 
desfibrilação 
 
I > 1 A 
- queimaduras 
- necrose de tecidos 
- fibrilação ventricular 
- asfixia imediata 
morte aparente 
sequelas 
morte 
respiração artificial 
massagem 
cardíaca 
desfibrilação 
hospitalização 
Tabela 2.2: possíveis consequências do choque elétrico no corpo humano. 
 
 
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 Vf – tensão de falta 
 Vc – tensão de contato 
 Vcp – tensão de contato presumida 
 Vp – tensão no contato pé-solo 
 Rp – resistência de contato pé-solo 
 Rh – resistência do corpo humano (1000) 
 Rm – resistência de aterramento da malha 
Figura 2.1: variáveis envolvidas nos conceitos de segurança humana. 
 
 
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3. DESEMPENHO DE ATERRAMENTOS 
 
3.1 DESEMPENHO DE ATERRAMENTOS ÀS BAIXAS FREQUÊNCIAS 
 
As principais variáveis que interferem no desempenho de um dado sistema de 
aterramento à frequência industrial (50 Hz ou 60 Hz) são: 
 a resistividade do solo; 
 a geometria dos condutores dos aterramentos; e 
 a magnitude da corrente injetada nos aterramentos. 
 
Os valores destas variáveis estão relacionados com os seguintes parâmetros: 
 a resistência de aterramento dos diversos eletrodos que compõem o sistema; 
 as resistências mútuas (acoplamento resistivo) entre eletrodos; 
 os potenciais na superfície do solo induzidos pelos eletrodos; e 
 a elevação de potencial dos eletrodos. 
 
Para fenômenos à frequência industrial, admite-se que o comportamento do solo é 
semelhante ao de regime estacionário, quando as suas propriedades são, basicamente, 
caracterizadas pela resistividade elétrica. A forte influência exercida pelo solo é bastante 
compreensível, por ser o meio no qual os eletrodos encontram-se imersos. 
 
A resistência de aterramento dos eletrodos, bem como, os seus acoplamentos 
resistivos (resistências mútuas), são função da disposição relativa entre eles e de 
características do solo. A elevação de potencial dos eletrodos e os perfis de potenciais na 
superfície do solo, dependem, também, da magnitude da corrente injetada no aterramento. 
 
A resistência mútua vem a ser o efeito exercido por um eletrodo de aterramento, que 
dissipa uma corrente para o solo, sobre outro eletrodo existente dentro da sua área de 
influência. Este acoplamento mútuo manifesta-se sob a forma de um potencial que surge no 
segundo eletrodo, mesmo que não interligado ao primeiro eletrodo onde é feita a injeção de 
corrente. O efeito do acoplamento mútuo entre os diversos elementos componentes de uma 
malha de aterramento (interligados entre si) pode ser visualizado como uma redução da 
eficiência do conjunto, o que reflete-se no fato que a resistência de aterramento de um 
conjunto de eletrodos de aterramento não coincide com o paralelo das resistências dos seus 
elementos componentes. 
 
A área de influência de um conjunto de eletrodos é determinada pela sua dimensão e 
pela resistividade do solo, sendo diretamente proporcional a estes dois parâmetros. Os 
limites desta área são determinados pela região onde não se fazem mais sentir os efeitos da 
injeção de corrente na malha, onde são desprezíveis as densidades de corrente por seção 
reta unitária do terreno e, em consequência, as diferenças de potenciais no solo. 
 
Consideremos um aterramento constituído por duas hastes de 3/4” x 3 m, espaçadas 
de 3m e não interligadas, enterradas em solo de 100 .m, sendo injetada uma corrente 
alternada de 10 A (60 Hz) em uma das hastes. A primeira haste pode ser chamada de 
aterramento principal e a segunda haste de aterramento flutuante. 
 
 
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A resistência de aterramento da haste principal será dada pela relação entre a tensão 
na própria haste e a corrente nela injetada, e a resistência mútua entre as duas hastes será 
dada pela relação entre a tensão na haste flutuante e a corrente injetada na haste principal: 
 8,31
10
318
Ip
Vp
Rp  3,4
10
43
Ip
Vf
Rm 
 
 318 V 43 V 
 
 
 
31,8  31,8  
 
 
 
 4,3  
a) 
 
 
 Rp – Rm = 27,5  
 
 
 
 Rm=4,3  
 
 
b) 
Figura1.6: circuito elétrico correspondente à duas hastes – separadas e interligadas. 
 
Se as duas hastes forem interligadas elas formarão um aterramento único, cuja 
resistência poderá ser calculada pela resolução do circuito série paralelo: 
 Re qv
Rp Rm
Rm
Rp Rm


 

2 2
 
 
A aplicação dos valores do exemplo à expressão acima resulta no valor Reqv=18. 
 
Este resultado demonstra o mencionado efeito redutor da eficiência aterramento 
formado por um conjunto de vários elementos enterrados próximos, devido ao acoplamento 
resistivo mútuo entre os mesmos, pois Reqv > Rp/2. 
 
Um aspecto importante do comportamento de eletrodos de aterramento a baixas 
frequências vem a ser a equipotencialidade, o que pressupõe a não uniformidade da 
dissipação de correntes para o solo ao longo dos seus elementos. A equipotencialidade de 
um grupo de eletrodos de aterramento interligados significa que as quedas de potencial 
longitudinais nos mesmos são desprezíveis, de modo que todo o conjunto de eletrodos 
assume um único potencial. Esta consideração é aplicável às malhas de aterramento de 
dimensões não muito grandes, constituídas por cabo de cobre lançados em solo de 
resisitividade de média para alta, não sendo válida nas seguintes situações: 
 malhas de grandes dimensões, tais como as de instalações industriais de grande porte; 
 eletrodos longos, tais como os contrapesos (cabos de aterramento) contínuos das torres de 
linhas de transmissão; e 
 malhas de aço. 
 
A não uniformidade da densidade superficial de corrente dispersada para o solo ao 
longo dos elementos do eletrodo, significa que a dispersão de corrente para o solo pelo 
eletrodo não ocorre de forma homogênea, em cada um dos seus segmentos elementares. 
Tipicamente a densidade superficial de corrente dos condutores periféricos de uma malha de 
aterramento é superior à dos condutores centrais, o que significa que os primeiros dispersam 
para o solo uma fração maior da corrente total na malha do que os últimos. 
 
 
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A Figura 1.7 apresenta a metade de um eletrodo semi-esférico de raio r e a respectiva 
curva de potenciais na superfície do solo, dada pela expressão V = I/(2..r). Verifica-se que 
a uma distância de 2r do centro do eletrodo o potencial na superfície do solo já decaiu para a 
metade do potencial do eletrodo, e que até 10 raios de distância o valor do potencial no solo 
reduz-se para 10%. O rápido decaimento do potencial nas proximidades do eletrodo de 
aterramento, de forma não linear, pode ser explicado pelo fato da superfície de solo 
atravessado pela corrente aumentar com a distância ao eletrodo, o que resulta em 
densidades de corrente por seção reta de solo cada vez menores. 
 
 
0 2 4 6 8 10 
 distância (raios) 
0 
0,2 
0,4 
0,6 
0,8 
1 
 potencial (p.u.) 
 
Figura 1.7: curva de potenciais no solo associada a um eletrodo semi-esférico. 
 
3.1.1 Cálculos de Resistências de Aterramento 
 
Os estudos conduzidos por DWIGHT para o cálculo de resistências de aterramento de 
diversas geometrias de eletrodos estão baseados no conceito de dualidade entre os valores 
de resistência de aterramento (para a corrente contínua) e de capacitância de eletrodos 
enterrados, que podem ser expressos pela relação R x C =  - onde: 
 R - resistência de aterramento (ohms), 
 C - capacitância (Farads), 
  - resistividade do solo (ohms.metro), e 
  - constante de permitividade elétrica. 
 
Cálculos de resistências de aterramento (próprias e mútuas) de geometrias de 
eletrodos complexas e também de perfis de potenciais no solo, exigem a disponibilidade de 
programas para computador, que permitem a simulação do comportamento de grupos de 
eletrodos de aterramento não interligados (malha principal e malhas flutuantes), compostos 
por condutores horizontais e verticais, lançados em solos homogêneos ou estratificados em 
modelos de múltiplas camadas (paralelas ou hemisféricas), considerando-se a não 
uniformidade da distribuição de densidade de corrente ao longo dos eletrodos. 
 
As expressões mais simples de resistência de aterramento correspondem aos 
seguintes eletrodos ao nível do solo (ambos de geometria circular e de raio r): 
 semi esfera - R
r


2. .
  disco horizontal - R
r


2.
 
 
 
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Para geometrias simples de aterramento, em solos de resistividade uniforme  (em 
m), são aplicáveis formulações específicas, que são apresentadas a seguir. 
 
Hastes de Aterramento 
 
A resistência de aterramento de uma haste vertical de comprimento l e raio a (ambos 
em metros), é dada pela expressão abaixo, que pode ser aproximada pela simples fórmula 
R=/l: 
l
 
 
 
R
l a
l





ln /2
2
 
 
 
Se considerarmos uma haste de 3m x 5/8" cravada em um solo de 100 .m, a 
aplicação da fórmula completa resultará em uma resistência de 35 , enquanto que a 
expressão mais simples resultará no valor de 33 . 
 
Para n hastes alinhadas e espaçadas de 3 metros entre si, tem-se Rn = k.R1 , onde k é 
dado pela Tabela: 
n 1 2 3 4 5 6 7 8 9 
k 1 0,56 0,40 0,32 0,26 0,23 0,20 0,18 0,16 
 
 
 
 
 
 
 
Malhas Fechadas 
 
A formulação para o cálculo da resistência de malhas fechadas considera apenas a 
sua área (A, em m2) e a extensão total de cabo enterrado (L, em m), além do valor da 
resistividade do solo, sendo aplicável a seguinte fórmula: 
 
LA
R


4
 
 
Uma malha de aterramento de 10.000 m2, com um total de 2.200 m de cabo enterrado 
em um solo com resistividade de 100 m, apresentará uma resistência de 0,5 . 
 
Aterramentos em Cruz 
 
Para um eletrodo em forma de cruz (com quatro braços de extensão l e raio a), 
aterramento típico de torres de telecomunicações, temos a seguinte expressão: 
 R
l
l
a










4
1
4
ln 
 
Uma torre com um aterramento em cruz, formado por quatro eletrodos de 15 m x 50 
mm2 (a = 4,58 mm), em um solo de 500 m, apresentará uma resistência de 21,7 . 
 
l
 
 
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Eletrodos Longos e Paralelos 
 
Para o cálculo da resistência de pé de torres de linhas de transmissão, são aplicáveis 
as fórmulas de DWIGHT, que definem as formulações para o cálculo da resistência própria 
(Rp) de um condutor horizontal longo enterrado e da resistência mútua (Rm) entre dois 
condutores enterrados paralelos. A dedução destas expressões pressupõe um potencial 
constante ao longo dos condutores, o que significa que a sua precisão é inversamente 
proporcional à sua extensão. 
L
d
 
Rp
L
L
a h
h
L
h
L


  








ln
2
2
1
2
2
2 Rm L
L
d
d
L
d
L
   







2
4
1
2 16
2
2ln 
onde, d<<L e 
 a - raio dos condutores (metros), 
 h - profundidade de enterramento (metros), e 
 d - espaçamento entre os condutores (metros). 
 
A resistência equivalente dos dois cabos será dada pela redução do circuito abaixo 
apresentado. A aplicação destas expressões para o cálculo da resistência de uma torre de 
LT, cujo aterramento é constituído por dois contrapesos em cabo de aço de 3/8" ( 9,2 mm) 
enterrados em solo de 500 m, a 0,6 metros de profundidade, afastados de 10 metros entre 
si e com 100 metros de extensão resulta nos seguintes valores: 
 Rp = 12,8  
 Rm = 8,7  
 Reqv. = 10,7  
 
 
Rp Rp 
Rm 
Rm 
Rp-Rm Rp-Rm 
 
 
 
 
22
Re
RmRp
Rm
RmRp
qv



 
 
 
3.1.2 Redução de Resistências de Aterramento 
 
Pode-se distinguir, de maneira geral, duas formas básicas de se obter uma redução na 
resistência de aterramento de uma malha, a saber,alteração da geometria da malha e/ou 
alteração do solo no qual a malha está imersa. 
 
As alterações na geometria da malha que efetivamente podem contribuir para a 
redução da sua resistência são a ampliação da sua área e a utilização de hastes de 
aterramento, este último recurso válido apenas em casos específicos que atendam às 
seguintes condições: 
 malha pequena (de dimensão da ordem da espessura da primeira camada de solo); 
 
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 primeira camada de solo com espessura inferior a seis metros; e 
 resistividade da primeira camada de solo bastante superior à da segunda camada. 
 
As alterações possíveis de se realizar no meio em que a malha está imersa envolvem a 
substituição de um certo volume de solo, imediato aos eletrodos de aterramento, por outros 
materiais, que podem ser outros tipos de solo, componentes químicos etc 
 
Esta substituição do solo, no entorno dos condutores, pode ser extensiva a toda a 
malha ou apenas a uma fração da mesma, e pode ter diversos objetivos, a saber, garantir a 
aderência dos eletrodos ao solo (no caso de superfícies rochosas), redução da resistência de 
aterramento da malha, controle de corrosão e temperatura, uniformização da dissipação de 
corrente ao longo da malha etc. 
 
A eficiência deste recurso na redução do valor da resistência de aterramento é 
inversamente proporcional às dimensões da instalação, podendo vir a ser vantajoso em 
áreas reduzidas, mas apresentando uma alta relação custo-benefício no caso de instalações 
de médio e grande porte. 
 
A forma usual de substituição do solo consiste na adoção de "jaquetas" em torno dos 
condutores da malha. Entende-se por "jaquetas" o revestimento, parcial ou total, dos 
condutores da malha por materiais de resistividade diferente daquela predominante na 
camada de solo em que a malha se encontra. Este processo, na sua forma mais geral, 
consiste no lançamento da malha em um leito escavado no solo e previamente preenchido 
por um material específico. 
 
A relação custo x benefício, deve ser avaliada considerando o custo envolvido nas 
movimentações de terra e nos revestimentos dos condutores pelas "jaquetas", bem como a 
eficiência do processo para o objetivo desejado. 
 
São comentadas, a seguir, algumas alternativas que podem ser utilizadas para a 
substituição do solo imediato aos condutores de malha de aterramento. 
 
Coque ou Carvão Vegetal 
 
Material de reduzida resistividade (cerca de 0,5 m) que apresenta duas vantagens: 
 redução dos níveis de corrosão da malha, tendo em vista que a condução na junção metal-
coque se processa de forma eletrônica, sendo que presença de umidade anula em parte 
esta vantagem, já que parte da condução, nestas condições, se processa pela forma 
iônica; e 
 obtenção do efeito equivalente ao aumento do diâmetro dos condutores da malha, que 
pode contribuir para uma redução da sua resistência de aterramento. 
 
Bentonita 
 
A bentonita é uma argila natural que contém o mineral montmorilonita, derivada 
tipicamente de intemperismo de cinzas vulcânicas, material muito absorvente, estável e não 
corrosivo, com resistividade da ordem de 2,5 m a 300 % de umidade. 
 
Esta baixa resistividade é resultante do eletrólito que se forma pela adição da água, 
com a vantagem, em relação às misturas de sais, que este eletrólito não escapa do local de 
instalação, já que é um componente da argila. 
 
 
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Devido à sua natureza higroscópica, atrai e retém a umidade do meio em que é 
depositada, podendo, em função da disponibilidade de água, aumentar até 13 vezes o seu 
volume, o que contribui para melhorar sensivelmente a resistência de contato entre o 
eletrodo e o solo. 
 
Neste processo de aumento de volume, a bentonita, que às vezes é adicionada a uma 
mistura despolarizante de gesso, extravasa o seu leito inicial e penetra nas fendas do solo, 
ampliando sua área no solo e atingindo, eventualmente, camadas de solo mais profundas 
com menor resistividade. 
 
Concreto ou Solo-Cimento 
 
Material também de natureza higroscópica, quando enterrado no solo apresenta 
resistividade da ordem de até 25 m, em função de seu traço e da umidade local, 
promovendo em solos de resistividade entre média e alta, uma efetiva redução no valor da 
resistência de aterramento de condutores enterrados e, também, contribuindo para a 
redução da corrosão dos mesmos. 
 
Apresenta como desvantagem a possibilidade de apresentar rachaduras na junção 
com o metal, que aumentam a resistência de contato e prejudicam a eficiência do conjunto. 
Estas rachaduras podem ser decorrentes do aumento de volume dos pontos onde ocorre a 
corrosão do metal ou ainda do súbito aumento da pressão interna, causado pela vaporização 
da umidade quando da circulação de níveis elevados de corrente na junção metal-concreto. 
 
Outra desvantagem advém da grande variação de resistência de aterramento que 
estruturas imersas em concreto apresentam em função da umidade local, variações estas 
que poderão ocorrer ao longo do ano, de acordo com as oscilações climáticas. 
 
Tratamento Químico do Solo 
 
O tratamento químico faz uso de sais (cloretos de sódio, carbonato de cálcio ou 
sulfatos de cobre ou magnésio), que contribuem para reduzir a resistividade do solo, e 
constitui-se em um recurso para a obtenção de baixas resistências de aterramento de hastes 
e condutores horizontais. 
 
Verificam-se, porém, algumas restrições, como ao cloreto de sódio, por exemplo, que 
apesar de ser capaz de apresentar um efeito imediato de redução da resistividade do solo, 
dilui-se na presença da água e possui alto poder corrosivo sobre os eletrodos de 
aterramento. 
 
Tem-se, portanto, que este tipo de tratamento, além de ter que apresentar uma relação 
custo x benefício adequada, não deve ser lixiviável, corrosivo ou tóxico. O fator custo deve 
incluir o tratamento inicial, a sua durabilidade, as eventuais reaplicações que se fizerem 
necessárias, bem como a redução da vida útil da instalação devido à corrosão causada pelo 
tratamento. O fator benefício deve quantificar a sua eficiência na redução da resistência de 
aterramento da instalação. 
 
 
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3.2 DESEMPENHO DE ATERRAMENTOS A CORRENTES IMPULSIVAS 
 
Os aterramentos quando submetidos à injeção de corrente impulsivas, tais como as 
associadas a descargas atmosféricas ou a manobras de alguns equipamentos elétricos 
(como chaveamentos de bancos de capacitores), apresentam um comportamento de 
impedância, ao contrário dos processos de dispersão de correntes de baixas frequências 
para o solo, associados a apenas uma resistência. 
 
A resposta ao impulso de aterramentos de pequena dimensão pode ser aproximada 
por um circuito equivalente simples, onde a resistência de dispersão, válida para baixas 
frequências, é associada a indutâncias e capacitâncias, que introduzem o fator tempo na 
resposta ao impulso. A Figura 1.6 apresenta o circuito equivalente de uma haste de 
aterramento, assim como as expressões para o cálculo dos seus parâmetros. 
 
Deve-se observar que o parâmetro R corresponde à resistência de dispersão, 
enquanto que os parâmetros L e C são equivalentes à indutância e capacitância fisicamente 
distribuídas ao longo da haste. Estes últimos parâmetros introduzem um retardo na resposta 
do aterramento ao eletrodo. 
 
 
 R
l
l
r


2
2
. .
ln 
 
r
ll
L
2
ln
.2
.0


 
 C
l
l
r

2
2
. . .
ln
 
 
 
 l = comprimento da haste (m) 
 r = raio da haste (m) 
  = r x 0 
 0 = 8,84 x 10-12 (F/m) 
 0 =1,26 x 10-6 (H/m) 
Figura 1.6: circuito equivalente de uma haste de aterramento e expressões dos 
respectivos parâmetros (em ohms). 
 
A resposta inicial dos eletrodos de aterramento longos a correntes de natureza 
impulsiva, é semelhante à apresentada pelas de linhas de transmissão, onde as ondas de 
tensão e corrente sofrem um processo de reflexão e refração nas descontinuidades da rede, 
apresentando variações de magnitude com o tempo ao longo do eletrodo. 
 
Consideremos uma excitação senoidal numa frequência w=2..f, onde f = frequência 
da onda. Nesse caso a impedância característica da linha (relação fasor da tensão/fasor da 
corrente) é dada por (vide Jordan, Electromagnetic Waves and Radiating Systems, pg 224, 
eq. 8-40): 
 Zc=sqrt[(R+jwL)/(G+jwC)], 
 
R, L, C e G são, respectivamente, a resistência, indutância, capacitância e condutância 
distribuídas da linha, parâmetros fortemente dependentes da frequência. Somente no caso 
de linhas sem perdas (quando R = 0 e G = 0), teremos Zc = sqrt[L/C], independente da 
freqüência. Este, porém, não é o caso de eletrodos de aterramento. A expressão e=L(di/dt) é 
também válida para fios retilíneos, só que o valor de L depende da geometria específica 
(distância entre condutor de corrente e fio vítima), não sendo um valor fixo como em uma 
bobina convencional. 
 
R L 
C 
 
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Malhas de aterramento submetidas a elevadas correntes impulsivas com origem em 
descargas atmosféricas comportam-se como uma impedância transitória, variando, no 
tempo, desde a sua impedância de surto, até o valor da resistência de dispersão dos 
contrapesos. Este processo caracteriza um valor dinâmico de impedância de aterramento, 
que apresenta duas componentes: a primeira, que é a impedância de surto, ocorre na fase 
inicial do processo, e a segunda, denominada de resistência de aterramento, é o valor para o 
qual a impedância do eletrodo converge. 
 
Os principais parâmetros que determinam o comportamento transitório de eletrodos 
são: 
 as características elétricas do solo (resistividade, permissividade e permeabilidade); 
 a geometria dos componentes do eletrodo de aterramento; e 
 a magnitude e a forma de onda da corrente injetada no aterramento, bem como, a 
localização do ponto de sua aplicação. 
 
Dependendo dos valores destes parâmetros, o eletrodo pode apresentar um valor 
inicial de impedância de surto maior ou menor que o valor da resistência de aterramento. 
 
Outro fator importante, que influencia as características transitórias de impedância do 
aterramento, é a ionização do solo. Esta ocorre devido à dissipação para o solo de valores 
elevados de corrente, usualmente associados à descargas atmosféricas, induzindo 
gradientes de tensão no solo suficientemente elevados para romper o seu dielétrico até uma 
certa distância radial do eletrodo. Os valores de gradientes de tensão para a ionização do 
solo dependem das características elétricas do mesmo, e situam-se na faixa de 1 a 40 
kV/cm. O efeito deste fenômeno é a formação de um envelope de solo ionizado ao redor do 
eletrodo, que tem como consequência o aumento do raio efetivo do eletrodo, acarretando em 
uma redução de 20 a 80% da sua impedância de aterramento. 
 
O risco da ionização do solo em aterramentos de dimensões reduzidas em solo de 
elevada resistividade é a vitrificação do material do solo no entorno da haste (fusão da sílica 
contida na areia), a partir da sua extremidade inferior, que forma uma parede impermeável e 
isolante entre o material condutor e o solo. 
 
3.2.1 Desempenho de um Aterramento Simples 
 
Consideremos um aterramento constituído por um único condutor horizontal, de 
comprimento l (m), enterrado em um solo homogêneo de condutividade g (S/m). 
 
A maior parte da energia de um impulso de corrente proveniente de um raio está 
contida em um espectro de freqüências que se estende de 0 Hz até 1 ou 2 MHz. Cada uma 
dessas componentes irá se comportar de forma diferente quando injetada em um eletrodo de 
aterramento. Em particular as altas freqüências, associadas aos instantes iniciais do impulso 
sofrerão uma atenuação bastante forte, tendo suas amplitudes muito reduzidas após 
percorrerem distâncias relativamente curtas ao longo do eletrodo. Isto significa que os 
primeiros instantes da frente de onda normalmente não "verão" toda a extensão do eletrodo 
caso esse seja suficientemente longo. O mesmo não acontecerá com as baixas freqüências 
que "verão" uma extensão maior do eletrodo. 
 
 
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Resulta assim que, para eletrodos suficientemente longos, os primeiros instantes da 
frente de onda verão um eletrodo relativamente mais curto, consequentemente com 
impedância maior do que aquela vista pelas componentes de baixa freqüência associadas à 
parte de maior duração da descarga. Assim sendo, dado um impulso de corrente com tempo 
de subida Ts (us), existe um comprimento que denominaremos Lmin, a partir do qual não 
haverá mais redução do pico inicial de tensão associado à frente de onda do impulso de 
corrente, ou seja, vale a pena aumentar L até L= Lmin. Fazer L>Lmin não resultará em 
redução significativa do impulso inicial de tensão no ponto de injeção de corrente. 
 
Essas considerções indicam que aterrar equipamentos, carcaças etc., no mesmo ponto 
de injeção das correntes dos raios, pode não ser uma boa medida. Já foi demonstrado que o 
aterramento do tranasformador de uma ERB em um ponto afastado do pé da torre de 
antenas, resulta em uma redução significativa da tensão injetada nas linhas de MT. 
 
Segundo um antigo documento de autoria do Dr. Viktor Scuka, renomado professor da 
universidade de Upsala, Lmin é dado pela expressão Lmin = 0.9 x sqrt(Ts/g) [m]. Por 
exemplo, para um raio com tempo de subida Ts = 1 us, propagando em um solo com 
resistividade de 100 Ωm (ou seja, g = 0,01 S/m), Lmin=9 m. 
 
Nestas condições, de pouco adiantaria termos um eletrodo de 30 m na expectativa de 
reduzirmos a amplitude do pico inicial de tensão. É claro que as baixas freqüência "verão" 
um eletrodo mais longo, eventualmente com toda sua extensão. Assim sendo, o valor de 
resistência calculado e medido em baixa freqüência é pouco representativo do 
comportamento para os instantes iniciais dos surtos. 
 
Logicamente, para raios com tempos de subida maiores teremos Lmin maiores. Por 
exemplo, se considerarmos um improvável raio com Ts>20 us, chega-se a um valor máximo 
de um eletrodo, a partir do qual não adiantará aumentar seu comprimento, de Lmax = 
4/sqrt(g). Para o solo de 100 Ωm ter-se-á Lmax = 40 m. 
 
Em aplicações onde o importante é reduzir o pico inicial de tensão no ponto de injeção 
da descarga, de pouco ou nada adiantará aumentarmos o tamanho do eletrodo além de Lmin 
ou Lmax a menos que se pretenda afastar o ponto de injeção da descarga do ponto de 
aterramento do restante da instalação. Em outras aplicações, onde o importante é a redução 
da energia total associada à tensão desenvolvida no ponto de injeção da descarga, talvez 
valha a pena utilizar a eletrodos maiores. Somente uma análise dinâmica do comportamento 
da malha poderá dar uma resposta mais precisa. 
 
Tem-se, portanto, que uma malha de aterramento submetida à ação de impulsos não 
pode ser analisada simplesmente em termos de distribuição de potenciais e muito menos ser 
considerada como uma estrutura equipotencializada. É tambem importante ressaltar que, as 
considerações acima se aplicam igualmente ou talvez com mais enfase na análise das 
malhas de subestações operando em 60 Hz, quando sob a ação de transitórios de manobras 
(chaveamentos, comutações, curto-circuitos etc.), cujos espectros de frequências podem ir 
muito além dos 1 ou 2 MHz dosraios. 
 
 
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3.2.2 Desempenho do Aterramento de Torres 
 
Admitindo uma torre com aterramento de geometria radial, no instante da injeção da 
corrente de descarga (t = 0+), a impedância de pé de torre equivale ao paralelo das 
impedâncias de surto dos cabos que convergem para o ponto de injeção da corrente. Com o 
passar do tempo (da ordem de alguns microsegundos), à medida que as reflexões da onda 
de corrente nas extremidades dos condutores do aterramento, e também no topo da própria 
torre, retornarem ao ponto de injeção, a impedância tende à resistência de dispersão do 
aterramento (resistência à baixas frequências). As tensões no solo e os campos elétricos e 
magnéticos nas proximidades de uma torre atingida por um raio apresentam comportamento 
oscilatório amortecido, na frequência de ressonância da torre. 
 
A Figura 1.7 apresenta as curvas de variação da impedância no tempo, para arranjos 
de aterramentos com comprimento total 1000 pés de cabo enterrado, com geometrias de um 
a quatro contrapesos. Verifica-se que este tipo de aterramento está associado a baixas 
resistências de dispersão e a altas impedâncias impulsivas. A Figura 1.8 apresenta o circuito 
equivalente que simula a variação da impedância de um aterramento formado por 
condutores radiais, onde verifica-se que esta variação pode ser aproximada por uma 
exponencial, cuja constante de tempo é diretamente proporcional ao comprimento de cada 
perna de cabo contrapeso e inversamente proporcional à velocidade de propagação da onda 
de corrente no condutor enterrado. 
 
A impedância de surto de um eletrodo enterrado é função da sua geometria, de 
parâmetros elétricos do solo (resistividade, permissividade e permeabilidade) e, também, da 
intensidade e frequência da onda de corrente injetada, o que caracteriza esta impedância 
como um parâmetro não linear. 
 
Uma conFiguração com arranjos de condutores e hastes de aterramento, dispostos em 
segmentos radiais relativamente curtos (da ordem de algumas dezenas de metros) pode 
proporcionar baixa resistência de pé de torre frente a descargas impulsivas. Neste tipo de 
aterramento, em função dos elevados gradientes de potencial na interface condutor/solo, 
decorrentes de descargas atmosféricas de alta intensidade, pode ocorrer a ionização do solo 
e até a sua disrupção parcial, o que resulta no aumento do raio efetivo dos condutores e na 
consequente redução da sua impedância transitória. 
 
Uma consequência do fenômeno de ionização do solo, é a redução da resistência de 
pé de torre ao impulso, com relação ao valor medido à baixa frequência. Na faixa de 5 a 15 
de resistência de pé de torre este efeito não é importante, mas para altas resistências esta 
redução pode ser bastante acentuada. 
 
Aterramentos concentrados com muitos elementos radiais, com relação aos 
aterramentos com poucos condutores longos, apresentam impedâncias de surto menores, e 
valores mais altos de resistência de dispersão, devido à menor área. Estão também 
associados a processos transitórios mais rápidos, caracterizados por constantes de tempo 
menores, decorrentes da pequena extensão dos seus componentes e do grande número de 
reflexões do surto nas suas extremidades. 
 
 
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 Z = 150  = impedância de surto (t = 
0+) 
 R = 10  = resistência de dispersão 
 N = número de cabos 
 NS = 1000’ = comprimento total de 
cabo 
 
Figura 1.7: curvas de variação da impedância para arranjos de 1 a 4 contrapesos 
de 1000 pés de extensão. 
 
A impedância de surto e a resistência de aterramento de arranjos radiais de condutores 
podem ser calculadas com o auxílio das expressões: 
     
   12
)(1/2ln)(1/2ln
2



rn
nMaLnNaL
Zc


 e   ohmsnNaL
Ln
Rd )(1/2ln 


 
onde, 
 
 
 M n
m n
m n
m n
m
n
( ) ln
sen /
sen /
cos /





1
1
1 

 , e 
 
 
 
 
N n
m n
m nm
n
( ) ln
sen /
sen /





1
1
1 

, 
sendo: 
 n - número de contrapesos, 
 L - comprimento de uma perna de contrapeso (metros), 
 d - diâmetro do contrapeso (metros), 
 h - profundidade de enterramento (metros), 
 a - raio efetivo do contrapeso = d h (metros), 
  - resistividade do solo (ohms.metro), 
  - permeabilidade absoluta do vácuo (4 x 10-7 H/m), 
  - permissividade absoluta do vácuo (8,85 x 10-12 F/m), 
 r - permissividade relativa do solo para altas frequências 
 
      r e e     35 37 5 0 008 180 0 0022 80, , ,
. 
 
 
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 Z t Rd Zc Rd e t( ) /     
Rd
Z c - Rd Lc = 2 x L ( Z c - Rd )
 
 Rd - resistência de dispersão dos contrapesos (em ohms), 
 Zc - impedância de surto equivalente dos contrapesos (valores 
típicos entre 150 e 200 ), 
  - 2.L/v = constante de tempo (1/s), 
 L - comprimento de uma perna do contrapeso (em metros), 
 v - velocidade de propagação do surto no condutor enterrado 
(valor típico = 100 m/s - 1/3 da velocidade da luz). 
Figura 1.8: circuito equivalente de aterramentos de torres com contrapesos 
radiais 
 
3.2.3 Desempenho de Malhas de Aterramento para Correntes Impulsivas 
 
A Figura 1.9 apresenta o perfil de potenciais no solo acima do eixo de uma malha de 
aterramento com 60 x 60 m2, que é excitada no centro com um impulso de 1 kA x 1,2/50 us. 
Pode-se observar que este é um processo dinâmico, em que a elevação transitória de 
potencial inicialmente se concentra no ponto de injeção do impulso de corrente e, em 
seguida, se propaga progressivamente para toda a malha. Após alguns microsegundos 
observa-se que a distribuição do potencial escalar torna-se uniforme ao longo de toda a 
malha. 
 
Malhas de menores dimensões terão tempos de acomodação também menores, ou 
seja, em menos tempo chega-se a uma distribuição uniforme de potencial. 
 
 
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Figura 1.9: potenciais nos condutores de uma malha submetida a um impulso de corrente 
padrão (1,2 x 50 s) de 1 kA no seu centro. 
 
3.2.4 Esforços em Condutores 
 
Condutores percorridos por correntes impulsivas elevadas, tais como as que 
caracterizam as descargas atmosféricas, são submetidos a dois tipos de esforços: 
 mecânico - decorrente da atração mútua exercida entre os seus fios componentes, durante 
os primeiros microsegundos (associados à frente de onda), e que resultam em uma 
diminuição do diâmetro externo do condutor; e 
 térmico - devido ao aquecimento ôhmico (da ordem de até algumas centenas de graus 
Celsius), provocado pela circulação da cauda do surto, e da componente DC. 
 
Pesquisas indicam que o esforço mecânico é o maior responsável pelo rompimento de 
condutores submetidos a elevadas correntes impulsivas, e que em alguns casos o 
rompimento ocorre por efeito térmico no ponto de maior constrição do cabo (maior redução 
de seção), sendo o efeito térmico, portanto, apenas coadjuvante no processo de rompimento. 
 
Verifica-se que o aço é o material que apresenta a maior resistência ao esforço 
mecânico, seguido do cobre e do alumínio. Este último, além de possuir a menor resistência 
mecânica, está sujeito ao fenômeno da eletromigração, caracterizada pela migração de 
material do condutor sujeito a elevadas densidades de corrente, o que contribui para 
acentuar a redução da seção do condutor e ao seu subsequente rompimento por efeito 
térmico. 
 
3.3 REFERÊNCIAS 
 “The World of Ice”, Brian John, OrbisPublishing, London 
 “Electromagnetic Probing of Permafrost”, Pieter Hoekstra e Duncan McNeill 
 "Choque Elétrico” - Geraldo Kindermann, Editora Sagra-Luzzato 
 
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 "Bentonite Rods Assure Ground Rod Instalation in Problem Soils" - Warren R. Jones, IEEE 
Vol. PAS-99, No 4, Jul/Ago/1980. 
 "Improvement of Grounding Properties by Use of Bentonite", Z. First e outros, 1982. 
 "Multi Step Analysis of Interconnected Grounding Electrodes" - Dawalibi F., Mukhedkar D., 
IEEE Transactions on PAS, Vol. PAS-95, Jan/Feb 1976 
 "Análise de Circuitos "Ladder" de Parâmetros Concentrados Excitados por Fontes de 
Corrente" - S. T. Sobral, IX SNPTEE. 
 "Testing of Ground Conductors with Artificially Generated Lightining Currents" - John M. 
Tobias, IEEE Transactions on IA, Vol. 32, May/June 1996 
 “COMO MELHORAR A RESPOSTA IMPULSIVA DE MALHAS DE ATERRAMENTO” - 
Antônio R. Panicali e Marco A. dos Santos Verde 
 
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4. MATERIAIS UTILIZADOS EM ATERRAMENTO 
 
4.1 CONCEITOS BÁSICOS 
 
4.1.1 O Problema da Corrosão 
 
Corrosão é uma forma de ataque destrutivo aos metais, geralmente causada por 
reações químicas ou eletroquímicas entre metais e o meio ou outro material. 
 
Os metais possuem diferentes potenciais eletroquímicos, decorrentes da instabilidade 
produzida pelos seus átomos periféricos. Se dois metais diferentes são interligados e 
imersos em um eletrólito, haverá a formação de uma pilha galvânica, com a movimentação 
de íons de um metal para outro através do eletrólito, devido à diferença de potencial entre 
eles. O metal mais eletronegativo sofrerá corrosão, pois doará íons, perdendo massa. 
 
 
Figura 4.1: processo da corrosão. 
 
METAL POTENCIAL ELÉTRICO (Volts) 
OURO +1,42 
PRATA +0,7996 
FERRO +0,770 
COBRE +0,3402 
ALUMÍNIO -1,706 
ZINCO -0,7628 
ESTANHO -0,1364 
NÍQUEL -0,23 
CROMO -0,74 
CHUMBO -0,1263 
Tabela 4.1: potenciais eletroquímicos dos metais. 
 
São diversas as formas de corrosão: 
 uniforme - é identificada uniformemente ao longo de toda a superfície do material; 
 localizada - geralmente o tipo de corrosão mais danosa, é caracterizada por pequenos 
pontos de corrosão (“pits”) identificados em regiões localizadas do material (pode 
propagar-se para o interior do material, criando furos); 
 por zonas - quando o material apresenta apenas partes corroídas, sendo o meio termo 
entre a corrosão uniforme e a corrosão localizada; e 
 intergranular - ocorre microscopicamente, nas adjacências dos grãos do metal. 
 
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A corrosão pode ser classificada por classes: 
 química – quando ocorre reação química entre o meio e o metal, classe de corrosão cada 
vez mais rara, devido à utilização de composições diferentes de materiais ou banhos que 
reduzem sensivelmente a corrosão ao material da tubulação; 
 eletroquímica - ocorre quando há passagem de corrente através de metais diferentes 
imersos em um eletrólito (ar, água, solo, etc), corrente esta que pode ser gerada devido a: 
 contato entre dois metais com potencias elétricos diferentes (ex: cobre e alumínio), 
 metais iguais mas em estados metalúrgicos diferentes (ex: alumínio e duralumínio), 
 fontes de potencia, que circulam livremente através de metais diferentes – ex: trilhos 
eletrizados; 
 diferencial - devido a meios diferentes, por exemplo, quando um mesmo material enterrado 
sofre decomposição devido à exposição a diferentes tipos de solos; e 
 entre o mesmo tipo de material, mas em diferentes estados superficiais (ex., quando há 
substituição de uma parte danificada de uma tubulação antiga por uma nova - a corrosão é 
mais severa quanto menor for a sessão nova em comparação a tubulação antiga). 
 
 
 
Figura 4.2: exemplos de corrosão eletroquímica em tubulações enterradas – em uma 
válvula e em um trecho sujeito à circulação de correntes contínuas no solo. 
 
Dentre os principais processos envolvidos na perda de massa pelos eletrodos de 
aterramento destacam-se: 
 interligação entre metais diferentes; 
 heterogeneidades no aço ou ferro; 
 heterogeneidades do solo; e 
 eletrólise causada pela circulação de correntes elétricas. 
 
 
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A imposição de correntes elétricas a metais enterrados superpõe-se aos processos 
acima citados, cabendo lembrar que além dos riscos associados à corrente contínua, existe 
referência à corrosão causada por correntes alternadas à frequência industrial, em metais 
imersos em solos de muito baixa resistividade (< 10 .m). 
 
Quando um metal é introduzido em um meio, os potenciais deste meio tendem a se 
equilibrar, o que resulta na circulação de corrente que causa corrosão. Metais imersos em 
meios semi-condutivos (solo ou água) apresentam diferenças de potenciais naturais nas 
superfícies de contato. Metais diferentes enterrados e interligados dão origem à circulação 
de correntes, em função dos diferentes potenciais naturais. Neste processo, o metal que 
libera corrente (o anodo) sofre o processo de corrosão, ficando protegido o metal que recebe 
a corrente (o catodo). 
 
Heterogeneidades existentes no solo ou em um mesmo metal enterrado permitem a 
ocorrência de micro e/ou macro células de corrosão, em um processo que resulta em que 
partes de um mesmo material enterrado assumam comportamento anódico, libertando 
correntes e sofrendo portanto a corrosão, enquanto que outras apresentam comportamento 
catódico. 
 
A intensidade da reação que resulta no processo de corrosão será determinada pelos 
seguintes fatores: 
 diferenças de potenciais naturais entre os metais interligados ou entre regiões do mesmo 
material; 
 composição química do eletrólito; 
 nível de aeração do meio; e 
 relação entre áreas dos materiais anódico e catódico. 
 
4.1.2 pH do Solo 
 
Apesar do pH não ser um parâmetro elétrico do solo, o seu conhecimento é importante 
para o projetista de sistemas de aterramento, pois está intimamente ligado ao problema da 
corrosão. Solos com pH inferior a 7 são ácidos, e com pH superior a 7 são alcalinos. 
 
Tipicamente, os solos ácidos possuem pH entre 4 e 7. O cobre é atacado pelos solos 
ácidos, podendo-se inferir que malhas de cobre neste tipo de solo possuirão vida mais curta. 
A acidez é resultante de um processo natural de lavagem do solo em áreas de alto índice 
pluviométrico, onde as chuvas removem os sais solúveis e as bases coloidais presentes no 
mesmo. Curiosamente, o alumínio (que não é utilizado em malhas de aterramento), não é 
atacado pelos solos ácidos, sendo, porém, sensível aos solos alcalinos. 
 
Uma forma simples de avaliação da acidez do solo pode ser feita com a utilização de 
kits de teste de pH utilizados em piscinas, segundo o seguinte roteiro: 
 dividir toda a área a ser avaliada por um reticulado fictício, de modo a se obter cerca de 10 
sub-áreas de mesma superfície; 
 em cada sub-área fazer uma escavação superficial da superfície (15 cm) e colher um 
pequeno volume de solo, livre de pedras, resíduos de vegetação, materiais orgânicos etc; 
 juntar todas as amostras, misturar bem em um balde limpo e colher uma pequena amostra 
com uma colher de chá; 
 coloque esta amostra em um copo limpo e cheio com água (destilada, se possível), misture 
bem e deixe depositar por dez minutos; 
 
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