Função do relé

de

Perda de Excitação

1. Função do relé de perda de excitação

Quando um gerador síncrono perde a excitação, ele opera como um gerador de indução, funcionando acima da velocidade síncrona. Geradores com rotor de pólos lisos não são apropriados para tal condição porque eles não têm enrolamento amortecedor que pode conduzir as correntes induzidas no rotor. Conseqüentemente, o rotor de um gerador com turbina a vapor irá sobre-aquecer mais rápido devido às correntes induzidas circulando no ferro do rotor, particularmente nas extremidades do rotor, onde as correntes fluem de um lado ao outro das ranhuras, através das cunhas e do anel de retenção.

A duração do tempo para atingir sobreaquecimentos perigosos depende da taxa de escorregamento, e normalmente é menor que 2 ou 3 minutos. Geradores de pólos salientes invariavelmente têm enrolamentos amortecedores e por isso, não são sujeitos a tal sobreaquecimento.

O estator de qualquer tipo de gerador síncrono deve sobre-aquecer devido à sobrecorrente nos enrolamentos do estator, enquanto a máquina está funcionando como um gerador de indução. A corrente do estator pode chegar de 2 a 4 vezes a corrente nominal, dependendo do escorregamento. Tal sobreaquecimento não acontece tão rápido quanto no rotor.

Alguns sistemas não podem tolerar a operação contínua de um gerador sem excitação. Na verdade, se o gerador não for desconectado imediatamente quando ele perder a excitação, uma grande instabilidade pode rapidamente se desenvolver e a interrupção do sistema principal ocorrer. Tais sistemas são aqueles nos quais reguladores de tensão automáticos de rápida atuação do gerador não são utilizados. Antes da perda de excitação, o gerador estava provavelmente entregando potência reativa ao sistema.

Deste modo, o lançamento repentino desta grande carga reativa no sistema, junto com a perda de produção de potência reativa do gerador, causaria uma queda de tensão amplamente difundida, a qual provocaria uma ampla instabilidade, a não ser que outros geradores pudessem de forma automática suprir a carga reativa adicional imediatamente.

A perda de sincronismo não requer necessariamente desconexão imediata, a não ser que exista uma queda de tensão nos terminais que ameace a estabilidade das máquinas “vizinhas”. Geralmente, leva-se de 2 a 6 segundos para se perder o sincronismo. Existem registros de vários casos onde máquinas funcionaram por alguns minutos fora de sincronismo, devido a perda de excitação sem danos às máquinas.

Num sistema onde sérios distúrbios possam resultar na perda de excitação num determinado gerador, equipamentos de relé de proteção com atuação rápida e automática devem ser providenciados para abrir o disjuntor principal e o de campo. Um operador não tem tempo suficiente para atuar sob tais circunstâncias. Onde distúrbios no sistema definitivamente não resultam em perda de excitação, um operador terá tipicamente, no mínimo 2 ou 3 minutos para atuar, em lugar da abertura automática.

Às vezes, uma fonte de excitação de emergência e um throw-over manual são utilizados, de forma a fazer com que a remoção do gerador de serviço não seja necessária. Se uma condição de perda de excitação não foi detectada e um gerador funcionou sem excitação por um período de tempo desconhecido, ele deve ser

desligado e cuidadosamente examinado (procura de defeitos) antes que o mesmo volte a funcionar.

Relés de subcorrente conectados ao circuito de campo têm sido bastante empregados, mas o tipo de relé de perda de excitação mais seletivo é o “direcional e de distância” operando a partir da corrente e tensão alternada nos terminais principais do gerador. A figura a seguir mostra algumas características da perda de excitação e a característica de operação de um relé do tipo perda de excitação num diagrama R-X.

Não importa quais as condições iniciais quando a excitação é perdida, a impedância equivalente do gerador traça tipicamente um caminho do primeiro quadrante até uma região do quarto quadrante que é penetrada apenas quando a excitação é severamente reduzida ou perdida. Por englobar esta região na característica do relé, este irá atuar assim que o gerador iniciar com escorregamento dos pólos e irá abrir o disjuntor de campo e desconectar o gerador do sistema antes que se causem danos no gerador ou no sistema. O gerador deve então ser imediatamente posto de volta em serviço assim que a causa da falha na excitação tenha sido corrigida.

A perda de excitação pode ocorrer como decorrência de:

perda de campo na excitatriz principal; abertura acidental do disjuntor de campo; curto-circuito nos circuitos de campo; contato ruim das escovas da excitatriz; falha na trava (latch) do disjuntor de campo; perda da alimentação AC do sistema de excitação; operação com freqüência reduzida quando o regulador está fora de serviço.

Um relé projetado para detectar baixa excitação deve desempenhar as seguintes funções:

alertar o operador para qualquer excitação baixa que possa causar danos à

máquina ou resultar em instabilidade; alertar o operador para uma condição de perda de excitação, o mais breve

possível, fornecendo assim tempo para se reparar a situação; desconectar a máquina automaticamente no caso de iminente instabilidade do

sistema.

Num motor, a redução ou a perda da excitação, resulta na absorção de potência reativa. Desta forma, uma corrente atrasada da tensão flui no motor. Para pequenas unidades, um relé de fator de potência (55) é recomendado. Este relé opera quando a corrente no motor atrasa (defasagem) mais do que 30º. Para grandes motores síncronos, relés de perda de excitação de distância são recomendados. Isto possibilita uma melhor proteção para perda de excitação parcial além da perda total.

Tipos

de

Proteções

2. Tipos de Proteção usados Para mostrar as possibilidades de proteção de perda de excitação, usaremos o

relé tipo KLF-1 do fabricante ABB, que perante nossa ampla pesquisa, se mostrou o equipamento mais completo no que diz respeito às possíveis unidades detectoras da perda de excitação de uma máquina síncrona.

2.1 Aplicação:

O relé KLF-1 é um relé para uma fase, conectado ao lado AC de uma máquina síncrona e contém três unidades conectadas de tal forma que a operação de duas unidades soará um alarme alertando o operador de uma condição de excitação baixa, e a ação adicional da terceira unidade atuará no circuito de trip (desconexão). O relé pode ser usado sem modificação em todos os tipos de máquinas síncronas, tais como turbo geradores, geradores de roda d’água ou compensadores síncronos. 2.2.1 Unidade de impedância:

A unidade de impedância consiste em uma unidade tipo cilindro de indução de quatro pólos. O torque de operação da unidade é proporcional ao produto das tensões aplicadas à unidade e o seno do ângulo de fase entre as tensões. A direção do torque assim produzido depende do vetor impedância visto pelo relé e a relação com seu círculo de característica. 2.2.2 Unidade direcional:

A unidade direcional consiste em uma unidade tipo cilindro de indução

funcionando a partir da interação entre o fluxo do circuito polarizante e o fluxo do circuito de operação. Mecanicamente, a unidade direcional é composta dos mesmos componentes básicos da unidade de distância.

2.2.3 Unidade de subtensão:

A unidade de tensão consiste em uma unidade tipo cilindro de indução. Mecanicamente, a unidade de tensão é tem a mesma composição da unidade direcional.

2.3 Funcionamento:

A unidade direcional fecha seus contatos se ocorrer fluxo de potência reativa em direção à máquina. Sua linha de torque zero é configurada a -13º do eixo R. Sua função primária é evitar a atuação do relé durante faltas externas. A unidade de impedância fecha seus contatos quando M (a impedância da máquina vista dos terminais) devido a uma redução na excitação é menor que um valor pré-determinado.

A atuação de ambas as unidades (direcional e de impedância) faz soar um alarme, e a ação adicional da unidade de subtensão faz com que a máquina seja desconectada (tripping). O contato de todas as três unidades são conectados em série através de um relé tipo telefone, designado X, o qual proporciona um atraso de 15 ciclos no dropout (desconexão) antes de energizar a bobina de trip. Este relé de atraso tem a finalidade de assegurar uma coordenação positiva de contato sob todas as condições possíveis de operação. Durante condições normais, todos os contatos estão abertos.

2.3.1 Princípio de funcionamento de uma unidade de distância:

A unidade de distância é um cilindro de indução que tem características direcionais. O funcionamento depende da relação de fase entre fluxos magnéticos nos pólos eletromagnéticos.

2.4 Características:

O relé tipo KLF está disponível em uma facha. Long Reach ohms -2,08 a 56.

Short Reach ohms -0,79 a 18,0.

2.4.1 Unidade de distância:

A unidade de distância pode ser setada para ter o círculo de característica que passe pela origem, que a inclua ou que a exclua.

2.4.2 Unidade direcional:

O relé KLF é projetado para polarização potencial com um phase-shifter interno, de tal forma que o torque máximo ocorra quando a corrente de operação esteja adiantada da tensão polarizante de 43º. O pickup mínimo foi configurado pela tensão da bobina para ser aproximadamente 1 volt e 5 ampères no ângulo de torque máximo.

2.4.3 Unidade de subtensão:

A unidade de subtensão é projetada para fechar seus contatos quando a tensão é menor que o valor ajustado.

2.5 Cálculos de ajuste: 2.5.1 Unidade de distância:

Configure a unidade de distância para operar antes que o limite de estabilidade teórico (ou de regime permanente) seja excedido. Da mesma forma, para permitir um máximo output sem que um alarme soe, ajuste a unidade de distância de forma a permitir que a máquina opere à máxima pressão de hidrogênio e 0,95 p.u de tensão (mínima tensão para a qual a curva de capabilidade se aplica). Onde a máquina não possa operar na máxima capabilidade sem exceder o limite de estabilidade teórico, ajuste a unidade de distância para operar antes que o limite de estabilidade teórico seja excedido. Curvas de capabilidade são obtidas através dos fabricantes de geradores. Para determinar o ajuste desejado, deve-se converter a curva de capabilidade para o plano RX. Após plotar o limite de estabilidade teórico e as curvas de capabilidades no plano RX, plotar o círculo do relé entre o limite de estabilidade e a curva de capabilidade. (Note na figura a seguir que o círculo do relé não pode ser plotado dentro da curva 60# - VT = 0,95 , pois a máquina está além do limite de estabilidade teórico para estas condições. Este gráfico define o alcance ZA e o raio R do círculo do relé.

Curva de capabilidade típica e exemplo de ajuste do KLF – Impedância por unidade

(p.u.)

2.5.2 Unidade de subtensão:

A unidade de subtensão é normalmente ajustada em um valor correspondente à tensão mínima de segurança do sistema para estabilidade. A tensão depende de muitos fatores, mas está tipicamente entre 70 e 80 % da tensão normal do sistema. 2.6 Considerações do tempo de atraso (delay)

Conservativamente é determinado que o aquecimento da estrutura do rotor e do estator, como resultado de um campo curto-circuitado pode ser tolerado por 10 segundos numa máquina do tipo cunductor-cooled e 25 segundos para uma máquina convencional. Este tempo deve ser menor, por exemplo 5 segundos, para uma campo aberto e maior, por exemplo 1 minuto, onde o interesse é a proteção de uma unidade adjacente do tipo compound contra perda parcial de excitação na máquina faltosa. Tem em vista estas considerações, geralmente é desejável que se use um timer externo em conjunto com o relé KLF-1.

2.7 Ajuste: Em algumas aplicações críticas uma proteção de perda de excitação em 2 zonas é necessária. 2.7.1 Zona-1

Neste caso, o círculo de impedância da zona 1 do KLF-1 deve ser pequena e totalmente deslocada para a região de reatância negativa. O diâmetro deve ser ajustado com o valor da reatância síncrona, Xd. O offset deve ser igual à metade da reatância transitória, Xd1/2. O circuito de atuação (trip), deve atuar direto, sem tempo de atraso (delay). O circuito de alarme deve acionar um timer que deve ser ajustado de 1/4 – 1,0 segundos. Se a condição persistir, este timer permite a atuação (tripping).

Característica de Impedância para Zona-1

2.7.2 Zona-2

A segunda zona do KLF-1 deve ser ajustada com uma característica de impedância mais ampla e irá detectar condições de perda de excitação parciais. Uma configuração típica seria permitir que a máquina operasse na máxima pressão de hidrogênio e 0,95 p.u. de tensão. Se uma condição de baixa tensão ocorrer, é recomendado que o tripping seja efetuado através de um timer ajustado em 3/4 de segundo. Se a tensão se mantiver, então o circuito de alarme deve disparar um timer de “último momento”. O timer deve ser ajustado em algo entre 10 segundos e 1 minuto, dependendo do tipo de máquina e de preferências de uso.

Característica de Impedância para Zona-2

Zona-1 Zona-2

VANTAGENS

• Menos sensível a balanços estáveis do sistema

• Mais sensível à condição de perda de excitação

• Pode atuar em perda de excitação parcial

• Possibilita recursos de alarme para operação manual

2.7.3 Ajuste da unidade direcional

Não existe configuração a ser feita na unidade direcional.

A curva

de Capabilidade

de um Gerador Síncrono

3.1 Construção e Valores Característicos Relações de Potências

A figura abaixo mostra o diagrama fasorial de um gerador sobrexcitado operando sob tensão fixa e supondo-se 0R Modificando-o e tomando os módulos, 3dX e V÷ × ,vem:

δ

3 q

d

E VX ϕ

3Q φ

3VI

3Pφ

3

d

DVX

23

d

VX

I

δ

ϕ

qE

dI

qI

V

qj X I

Mas ( ) ( ) ( )d q q q qX X I D sen e X I V senδ δ− = ⋅ = ⋅

Logo 2 23 1 13 3d q d q

q d q q q d

X X X XDVD V V VX X X X X X

⎛ ⎞− −= ⋅ ∴ = ⋅ = −⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠

Sendo 3 3

qLLq

EVV e E= = , vem

Para as potências, resulta:

( ) ( ) ( )

( ) ( ) ( ) ( ) ( )

2

3

2

3

1 13 cos 22

3 cos 22

qL L LL

d q d

qL L LL d q d q

d d q

E V VP V I sen senX X X

E V VQ V Isen X X X X cosX X X

φ

φ

ϕ δ δ

ϕ δ δ

⎛ ⎞= = + −⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠

⎡ ⎤= = − + − −⎣ ⎦

Gera-se também um gráfico de ( )3P fφ δ= para diversas excitações assim como a curva de limite de estabilidade teórica.

Para o conjugado 1 13 1

2 6060elem

n fP C onde npφ

π= =

Daí [ ]3 31

602

C P kP Nmn φ φπ

= =

Observe-se que a maquina desenvolve potência ou conjugado de relutância, mesmo na ausência da excitação. De Erro! A origem da referência não foi encontrada. e fazendo-se 0qLE = , vem:

δ

qL L

d

E VX ϕ

3Q φ

3 LV I

3Pφ

2L

q

VX

2L

d

VX

( ) ( ) ( ) ( )2 2

3 31 1 2 2

2 2L L

d q d qq d d q

V VP sen e Q X X X X cosX X X Xφ φδ δ

⎛ ⎞⎡ ⎤= − = + − −⎜ ⎟ ⎣ ⎦⎜ ⎟

⎝ ⎠

O motor de relutância é baseado neste principio, fornecendo potência no eixo e

absorvendo reativos do sistema. Se o motor síncrono parte como um MIT, com os terminais do campo em

curto ou fechados através de um resistor, o conjugado de relutância tende a levar o rotor ao sincronismo, quando a excitação é acionada.

Caso a partida ocorra a vazio, o sincronismo é esperado.

Para a maquina de pólos lisos d q sX X X= =

( ) ( )2

3 3L L

qL LS S

V VP sen e Q E cos VX Xφ φδ δ⎡ ⎤= = ⋅ −⎣ ⎦

Assim, a máquina síncrona sobrexcitada, fornece reativos ao sistema.

( ) ( )3cos ,qL LE V Q sai da máquinaφδ⋅ > + ⇒ Já, a máquina síncrona subexcitada absorve reativo do sistema.

( ) ( )3cos ,qL LE V Q entra na máquinaφδ⋅ < − ⇒ A figura abaixo mostra ( )3P fφ δ= para duas excitações.

Curva Limite de estabilidade teórica

Maior excitação menor δ

Potencia Ativa

MVAr Sobrexcitado Subexcitado

A carta de Capacidade

É uma carta que mostra os limites operativos de uma máquina síncrona operando em regime permanente contínuo, cujo aspecto é mostrado na figura abaixo, para gerador. Os limites são: BC e DE – Potência aparente máxima ou limite térmico da armadura AB – Intensidade máxima da excitação CD – Potência máxima da turbina EF – Limite de estabilidade (prático) FG – Intensidade máxima de excitação GA – Potência ativa nula

A linha de potência aparente máxima ou limite térmico da armadura, é obtido através da variação simultânea da potência da turbina e da excitação, de modo a obter-se NS cte= ou seja NI cte= .

B

3Q φ

3Pφ

CD

O

Tal linha, descrita pelo ponto B, é a circunferência de centro em O e raio OB . O limite correspondente à potência máxima da turbina é a linha horizontal

CD , mostrada na figura seguinte.

A seguir será analisado o limite de excitação mínima assim como as limaçons para varias excitações. Da figura, tem-se:

( ) ( )2 1 1 cos cosqL LL

d q d

E Vr V a b

X X Xδ δ

⎛ ⎞= + − = +⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠

Logo, variando-se ( )mecPδ para uma dada excitação qLE ( )a cte= , o ponto B

descreve uma curva denominada “limaçon de Pascal”. Para uma excitação tal que a b= :

( )1 cosr a δ= + Esta limaçon especial é denominada “cardióide”. Para a excitação nula, 0a = e

cosr b δ= Onde o ponto B descreve uma circunferência

A curva limite de estabilidade teórica é obtida ligando-se os pontos de ordenadas máximas das limaçons, sendo denominada cissóide, cuja equação é obtida com o auxilio da figura seguinte.

2 2

2 2cos xr a b x y a b

x yδ= + ∴ + = +

+

2 2 2 2x y a x y b x+ = + + ⋅

Tomando-se 0dydx

= , vem 2 2

2 axx bx y

= ++

ou

2 22x ba x yx−

= +

Levando-se Erro! A origem da referência não foi encontrada. em Erro! A origem da referência não foi encontrada. resulta:

32 xy

b x=

−

δ

rϕ y

x'oo

O traçado prático da cissóide é indicado na figura abaixo.

Considerando que não seria adequado operar o gerador muito próximo ao limite de estabilidade teórica, é usual substituir esta curva por outra, denominada curva limite de estabilidade pratica, obtida através da redução da linha de estabilidade teórica em 10% de NS , onde NS é a potência aparente nominal da máquina.

Por outro lado é usual considerar-se 5% da excitação nominal como o limite mínimo de excitação.

A figura abaixo mostra as curvas correspondentes ao limite de estabilidade prático e ao limite mínimo de excitação.

10%

5%

N

qLN LN

d

MN SE V

HGX

É importante lembrar que podem existir eventuais faixas de potências dentro

das quais a turbina apresente cavitação. Evidentemente tais faixas devem ser evitadas na operação.

t

'o

sp

q

r

'

'

pr o q

st o s

=

=

3.2 Limite de estabilidade e sua influência no ajuste da proteção de perda de excitação

O procedimento no ajuste do relé de perda de excitação, pode seguir os seguintes critérios: configurar a unidade de distância para operar antes que o limite de estabilidade teórico (ou de regime permanente) seja excedido. Da mesma forma, para permitir um máximo output sem que um alarme soe, ajustar a unidade de distância de forma a permitir que a máquina opere à máxima pressão de hidrogênio e 0,95 p.u de tensão (mínima tensão para a qual a curva de capabilidade se aplica). Onde a máquina não possa operar na máxima capabilidade sem exceder o limite de estabilidade teórico, ajustar a unidade de distância para operar antes que o limite de estabilidade teórico seja excedido.

Para determinar o ajuste desejado, deve-se converter a curva de capabilidade para o plano RX. Após plotar o limite de estabilidade teórico e a curva de capabilidade no plano RX, plotar o círculo do relé entre o limite de estabilidade e a curva de capabilidade. (Note na figura a seguir que o círculo do relé não pode ser plotado dentro da curva 60# - VT = 0,95 , pois a máquina está além do limite de estabilidade teórico para estas condições. Este gráfico define o alcance ZA e o raio R do círculo do relé.

Curva de capabilidade típica e exemplo de ajuste do KLF – Impedância por unidade (p.u.)

A próxima figura mostra de maneira bem clara a influência do limite de estabilidade no ajuste da proteção (zona 2 do relé KLF-1 do fabricante ABB). Conforme dito anteriormente, a característica do zona-2 deve estar entre a curva de capabilidade e o limite de estabilidade teórico.

Característica de Impedância para Zona-2

Análise da Curva

de Capabilidade

de Geradores

Ajuste de relé de perda de excitação

3.3 A curva de capabilidade no plano R-X e os ajustes de um rele tipo Mho Verificação do ajuste do relé de perda de excitação em função da curva de

capabilidade do gerador – Função 40 1. Transformar a curva de capabilidade do gerador (PxQ) em coordenadas (RxX) conforme está o círculo de operação do relé. Para a transformação do círculo PxQ em RxX usaremos as seguintes fórmulas:

2

2 2 2 2

2

2 22 2

/1, . . ( 1 . .)

/1

PV PR RoP Q P Q

usando P Q eV em p u V p uQQV XoX P QP Q

⎧= =⎪+ +⎪= ⎨⎪ == ⎪ ++ ⎩

2. Fazer um levantamento ponto a ponto de toda a curva de capabilidade do gerador. Os valores /1 /1Ro e Xo serão referidos ao BASEZ do circuito do relé (secundário do TP e TC).

No caso:

3000 6005

13800 120115

RTC

RTP

= =

= =

( )21

.

1 1

13,84,232

456004,232 21,16120

BASE GER BASE B

BASE B

kV RTCZ Z ZMVA RTP

Z Z ohms

−⎧= = = ⋅⎨⎩

= ⋅ =

Tabela para calculo de R e X em função de P e Q relativos a curva de capabilidade do gerador de 45 MVA. (COPENE – Brown Boveri)

Ponto P % Q% R R cm X X cm1 0.00 0.85 0.00 0.00 24.89 6.222 0.17 0.83 5.01 1.25 24.47 6.123 0.35 0.80 9.71 2.43 22.20 5.554 0.55 0.73 13.93 3.48 18.49 4.625 0.68 0.66 16.02 4.01 15.55 3.896 0.80 0.60 16.93 4.23 12.70 3.177 0.87 0.50 18.28 4.57 10.51 2.638 0.93 0.37 19.64 4.91 7.82 1.959 0.93 0.18 21.93 5.48 4.24 1.06

10 0.93 0.00 22.75 5.69 0.00 0.0011 0.93 -0.15 22.18 5.54 -3.58 -0.8912 0.79 -0.18 25.46 6.37 -5.80 -1.4513 0.62 -0.22 30.31 7.58 -10.76 -2.6914 0.45 -0.27 34.58 8.64 -20.75 -5.1915 0.30 -0.33 31.92 7.98 -35.11 -8.7816 0.15 -0.40 17.39 4.35 -46.38 -11.5917 0.00 -0.40 0.00 0.00 -52.90 -13.2318 0.00 -0.60 0.00 0.00 -35.27 -8.8219 0.15 -0.60 8.30 2.07 -33.19 -8.3020 0.30 -0.60 14.11 3.53 -28.21 -7.0521 0.45 -0.60 16.93 4.23 -22.57 -5.6422 0.62 -0.60 17.62 4.41 -17.06 -4.2623 0.79 -0.60 16.99 4.25 -12.90 -3.2324 0.93 -0.60 16.07 4.02 -10.36 -2.59

Levantamento da Curva RxX de operação do relé 40 – Perda de Excitação 1. Determinação do BASEZ relativo ao circuito do relé

2 213,8 13,8 600 21,1645 45 120

21,16

BASE

B

RTCZRTP

Z ohms

= ⋅ = ⋅ =

=

2. Cálculos dos ajustes do relé conforme catálogo do relé ZR3PF01 – FUJI.

'

'

'

0,16 21,16 3,3921,66 21,16 35,43

2 2

dd

d

dd

XD X X ohmX ohmXDS

= − ⎧ = ⋅ =⎨

= ⋅ =⎩= +

3,3931,13 33,4323,39 18,4133,43

2

D D ohmS ohmS

= − =⎧⎨ =⎩= +

'

4513,8

166%

16%d

d

GeradorMVA

kVX

X

=

=

45TGMVA

13800 /115

3000 / 540

S

D

X [ohms]

R [ohms]O

A

B

dOB X=

'

2dXOA =

Circulo de operacaodo rele

1

2

3

4

5

67

891011

12

13

14

15

16

1718

19

20

24

23

22

21Limite de aquecimento

do rotor

Limite do estator

Limite mecânicoLimite de estabilidadepratica

Limite de estabilidadeteórica

Potencia AtivaCorrente de Excitação

MVArSobrexcitadoSubexcitado

0.1

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0.2

0.1

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0.2

1 23

4

5

67

8

9

10

1112

13

14

15

16

17

1819

20

24

23

22

21D = 33.43 ohms

S = 18.40 ohms

Curva de a Limite de Estabilidade Teórica

2418

Curva de a Limite de Estabilidade Prática

1711

Região deOperação do Rele – 40Perda de Excitação

Região de Operaçãoda máquina

0

10

20

10 20 30

4. INFLUÊNCIA SOBRE UM RELÉ DE PERDA POR EXCITAÇÃO DOS BALANÇOS (SWING) DO SISTEMA DE POTÊNCIA 4.1 OSCILAÇÕES NOS SISTEMAS ELÉTRICOS

Suponhamos um sistema elétrico alimentado por dois geradores trifásicos, de corrente alternada, cada um deles podendo representar um determinado numero de fontes geradoras conforme indicado na figura 4.1. No estudo apresentado em seguida, serão usadas as denominações que abaixo relacionamos:

Fig. 4.1 – Sistema Elétrico considerado no estudo das oscilações

Gx: gerador alimentando a extremidade P do sistema elétrico em consideração. Gy: gerador alimentando a extremidade Q do sistema elétrico em consideração. Ex: tensão entre fase e neutro do gerador Gx Ey: tensão entre fase e neutro do gerador Gy Zx: reatância transitória, de eixo direto, do gerador Gx Zy: reatância transitória, de eixo direto, do gerador Gy ZL: impedância do sistema elétrico entre P e Q 21: relé de distância localizado, em P.

O sistema elétrico representado esquematicamente na figura 4.1 poderá ser transformado no diagrama indicado na figura 4.2, onde aparecem várias grandezas acima definidas.

Fig 4.2 – Diagrama Elétrico correspondente ao sistema representado na figura 4.1

Com o auxilio desta última figura, poderemos estudar, facilmente, as oscilações nos sistemas elétricos, bem como a perda de sincronismo entre as fontes geradoras, e representar estas situações anormais dos sistemas elétricos no plano R-X. Porém, antes de prosseguirmos em nosso estudo convém esclarecer que a perda de sincronismo resulta, em última análise, do aparecimento de uma oscilação elétrica e portanto ambas estas situações podem ser estudadas simultaneamente e enquadrada em uma única análise matemática.

Retornando ao nosso sistema das figuras 4.1 e 4.2 poderemos representar as tensões Ex e Ey por dois vetores, que, em condições anormais de funcionamento como por exemplo no caso de uma oscilação elétrica apresentarão um certo defasamento angular. Podemos, por exemplo, supor que a tensão Ex se encontre avançada de um ângulo θ em relação a Ey, conforme indicado na figura 4.3.

Fig 4.3 - Representação vetorial das tensões Ex e Ey

De acordo com deduções matemáticas apresentadas em algumas bibliografias,

que nos parece extremamente simples e racional, poderemos estabelecer as seguintes relações:

x y

x y L

E EI

Z Z Z−

=+ +

A tensão EL no ponto P será obtida da seguinte forma: L x xE E IZ= − Ou substituindo pelo seu valor acima calculado teremos:

( )x y xL x

x y L

E E ZE E

Z Z Z−

= −+ +

A impedância vista pelo observador (ou pelo relé de distância) localizado no

ponto P e olhando para Q, será, evidentemente, obtida pela seguinte fórmula:

( )xLx y L x

x y

EEZ Z Z Z ZI E E

= = + + −−

Se supusermos que:

• A tensão Ex está defasada em relação a Ey de um ângulo θ, em avanço; • A tensão Ex é igual a nEy;

Obteremos o seguinte resultado:

( )( )

coscos 1

x

x y

n jsenEE E n jsen

θ θθ θ

+=

− + −

Ou:

( )( )2 2

cos

cosx

x y

n jsenE nE E n sen

θ θ

θ θ

− −=

− − +

Ou finalmente:

( ) ( )( )2 2

cos

cosx y L X

n jsenZ Z Z Z n Z

n sen

θ θ

θ θ

− −= + + −

− +

A equação acima exprime o valor de Z em função das impedâncias do sistema,

do ângulo de defasamento e da relação das tensoes das fontes alimentadoras. Esta impedância será aquela sentida ou vista por um relé de distancia, que esteja localizado no ponto P do sistema elétrico em consideração.

Uma vez obtida a equação que representa o valor de Z em função das grandezas do sistema, resta-nos agora representar esta impedância no plano R-X, sendo que para isso vamos alinhar as seguintes considerações fundamentais:

• Consideremos o sistemas de coordenadas R-X tendo a sua origem localizada

no ponto P, da figura 4.1 • Representemos, neste sistema de coordenadas, as impedâncias Zx, Zy, e ZL

conforme indicadas na figura 4.4.

Fig. 4.4 - Representação das impedâncias do sistema da figura 4.1, no R-X

• Unindo os pontos X e Y, assinalados nessa figura, obteremos a reta X-Y que

representa, no plano R-X, a impedância total do sistema elétrico em consideração (ZT)

• O vetor Z, representado pela equação da impedância acima determinada, assumirá uma certa posição R-X, como mostra a figura 4.4.

• No caso de uma oscilação no sistema elétrico em consideração, o ângulo θ poderá variar teoricamente de 0 a 360o e desta forma a extremidade do vetor Z se deslocará ao longo de uma determinada curva. Das considerações acima expostas, se conclui que as oscilações elétricas, ou a

perda de sincronismo, poderão ser representadas, no plano R-X, por uma determinada curva, lugar geométrico dos extremos do vetor Z. Evidentemente que esta curva poderá ser obtida pela interpretação e desenvolvimento matemático da equação que estabelece o valor de Z, acima apresentada.

Tendo em vista a relativa complexidade e o longo e enfadonho cálculo matemático necessário para se deduzir a curva acima indicada, preferimos apresentar apenas os resultados dessa dedução conforme passamos a expor.

Três casos serão expostos, a saber:

, ou seja n=1

, ou seja n >1

, ou seja n<1

x y

x y

x y

E E

E E

E E

=

>

<

Vamos estudar separadamente cada um desses casos, conforme se segue:

x yE E= O caso mais simples a ser considerado é aquele em que as tensões Ex e Ey têm

o mesmo valor absoluto, ou seja, quando a sua relação (n) é igual à unidade. Neste caso a extremidade do vetor Z se deslocará ao longo de uma reta,

perpendicular-bissetriz à reta X-Y, conforme indicado na figura 4.5.

Fig. 4.5 - Variação do vetor Z, no plano R-X para Ex = Ey

Para melhor exemplificar a variação de Z, neste caso particular em que Ex=Ey, estamos apresentando a figura 4.6, na qual mostramos as várias posições assumidas pelo vetor Z ao se deslocar sobre a reta característica. É interessante observar que o vetor Z, para um valor de θ igual a 180o, terá seu extremo coincidente com o ponto O (meio da reta X-Y), denominado centro elétrico do sistema

x yE E>

Fig. 4.6 - Posições ocupadas pelo Z, no plano R-X, para Ex = Ey

Neste caso, em que o valor de n é maior do que a unidade, o lugar geométrico

do vetor Z é uma circunferência de círculo, tendo seu centro localizado no prolongamento da reta X-Y, conforme mostra a figura 4.7.

Fig. 4.7 - Variação do vetor Z, no plano R-X para Ex >Ey Esta circunferência terá um raio igual a:

2 1TnZraio

n=

−

Seu centro ficará distante do ponto Y pelo valor:

2 1TZ

n −

Fig. 4.8 - Posições ocupadas pelo Z, no plano R-X, para Ex > Ey Afim de melhor esclarecer este assunto estamos indicando na figura 4.8, a

variação do vetor Z para um determinado valor hipotético de n.

Fig. 4.9 - Curvas características das oscilações elétricas quando Ex >Ey

Do acima exposto poderemos concluir que as curvas características das

oscilações quando Ex>Ey são representadas, no diagrama R-X, por circunferências de círculo cuja posição e dimensões dependem da impedância total do sistema e da

relação x

y

EnE

=

Na figura 4.9 mostramos, esquematicamente, o conjunto de curvas para um caso hipotético.

x yE E<

Por meio de considerações análogas às anteriores poderemos concluir que as

curvas que caracterizam as oscilações elétricas na hipótese em que n<1, são representadas, de uma forma semelhante ao caso anterior, por circunferência de círculo porém em posição simétrica em relação às anteriores. O eixo de simetria é constituído pela reta que representa as oscilações do sistema quando n é igual à unidade. A figura 4.10 mostra o conjunto das curvas características das oscilações do sistema elétrico para n igual, menor ou maior que a unidade.

Fig. 4.10 - Curvas características das oscilações elétricas para valores de n maiores ou

menores que a unidade

Eram estas as principais noções sobre as oscilações nos sistemas elétricos, que desejávamos apresentar, a fim de que o leitor possua os suficientes elementos para entender, sem qualquer dificuldade, a seção seguinte, na qual estudaremos as relações entre estas oscilações e os relés de distancia.

4.2 AS EXCURSÕES DOS BALANÇOS DE UM SISTEMA DE POTÊNCIA

VISTOS EM UM PLANO R-X E SUA INTERAÇÃO COM UM RELÉ DE PERDA DE EXCITACAO TIPO MHO

4.2.1 RELÉS DE DISTÂNCIA PROTEGENDO UM SISTEMA ELÉTRICO

Consideremos o sistema elétrico representado na figura 4.11, no qual as fontes geradoras G1 e G2 poderão representar geradores elétricos individuais ou então um conjunto de unidades geradoras, devidamente agrupadas para facilitar a exposição deste assunto.

Fig. 4.11 - Relé de distância protegendo um sistema elétrico Suponhamos que seja instalado um relé de distância no ponto B, com as suas

três zonas de atuação de tal forma ajustadas que os trechos B-C, C-D, D- G2 sejam protegidos conforme indicado na mencionada figura.

Fig.4.12 - Representação no plano R-X das impedâncias do sistema da figura 4.11

As impedâncias do sistema em consideração acham-se representadas no

diagrama R-X, conforme mostra a figura 4.12. Neste diagrama está também indicada a linha reta S-T representativa do lugar geométrico da impedância vista do ponto B no

caso de se verificar uma oscilação no sistema, e no caso particular em que EG1/EG2=1.

Estudaremos três casos distintos a saber:

a- Relé de impedância instalado em B b- Relé de reatância instalado em B c- Relé mho instalado em B

Fig. 4.13 - O relé de impedância e as oscilações elétricas no sistema A figura 4.13 mostra os seguintes elementos representados no diagrama R-X:

• Relé de impedância, com 3 zonas de atuação, protegendo os trechos B-C, C-D e D-G2 conforme indicado na figura 4.11.

• Impedância do sistema. • Linha reta S-T, acima definida.

Suponhamos, agora, que se verifique uma oscilação no sistema elétrico e que a

impedância vista pelo relé, em B, se desloque de T para S, segundo a reta S-T, conforme indicado na figura 4.13.

Evidentemente que o vetor Z ao entrar na área limitada pela circunferência de círculo correspondente à terceira zona, fará o relé atuar. Aliás, no caso mostrado nessa

figura, uma oscilação no sistema poderá, inclusive, fazer atuar o relé através da segunda e até da primeira zona.

Verifica-se, portanto, que o relé de impedância poderá ser enganado por essa oscilação, que para ele será considerada como uma falta no sistema, e processar o desligamento, por vezes, indesejável, do respectivo disjuntor.

Fig. 4.14 - O relé de reatância e as oscilações elétricas no sistema

Fig. 4.15 - O relé mho e as oscilações elétricas no sistema

O mesmo se verificará no caso de um relé de reatância ou de um relé mho, que seja instalado em B, conforme indicado nas figuras 4.14 e 4.15.

Fig. 4.16 - Curvas características, no plano R-X, do relé de impedância ( 3a Zona) e das oscilações elétricas no sistema

Por outro lado o mesmo problema também surge quando a relação entre EG1 e

EG2 é maior ou menor do que a unidade, somente que a curva característica das oscilações no sistema não será mais representada por uma linha reta, mas sim por uma circunferência de circulo conforme já explicamos anteriormente.

A figura 4.16 exemplifica o que acabamos de expor sendo que, para simplicidade de representação, indicamos um relé de impedância mostrando apenas a sua terceira zona de atuação. Quer EG1/EG2 seja igual, maior ou menor do que a unidade, o relé poderá efetuar um desligamento do disjuntor, enganado por um oscilação que se lhe afigura como uma falta no sistema.

4.2.2 - A excursão dos balanços de um sistema de potencia vistos em um plano R-X e sua interação com um rele de perda de excitação tipo Mho. Exemplo Típico:

De tempos em tempos, tem havido relatos que o relé de perda de excitação tenha operado durante balanços transitórios depois da eliminação de uma falta externa e próxima. Uma investigação de cada caso revelou que tanto as conexões do relé estavam incorretas, quanto que uma tensão incorreta foi aplicada ao relé. De fato, o relé estava “olhando” para o sistema e não para o gerador. Em alguns casos, o relé de perda de excitação detectou realmente uma perda de sincronismo o qual foi causada por tempos prolongados de eliminação de falta.

Apesar do excelente desempenho do relé de perda de excitação neste contexto, a possibilidade de que o relé possa operar indevidamente durante balanços estáveis persiste. Tendo em vista esta possibilidade, uma investigação foi feita para determinar a proximidade de balanços estáveis à característica do relé.

O balanço de impedância vista dos terminais do gerador, foi determinada para balanços estáveis transitórios depois da eliminação de uma falta trifásica no lado de alta tensão do transformador step-up. O balanço de impedância foi determinado como uma função do tempo de eliminação da falta, da reatância do sistema e do fato de haver ou não um regulador de tensão em funcionamento. Depois de um certo número de processamentos computacionais, torna-se rapidamente evidente que o “pior” balanço ocorreu quando:

• O regulador de tensão estava fora de funcionamento. • A impedância do sistema estava baixa. • Os tempos de eliminação da falta eram iguais aos tempos críticos de

manobra. (Ou seja, o tempo máximo de manobra para o qual a máquina ainda está estável.)

• A máquina estava operando inicialmente com fator de potência indutivo.

Neste contexto, “pior” balanço se refere à excursão da impedância que se

aproxima mais à característica do relé. Para ilustrar a amplitude dos balanços, a figura a seguir mostra as excursões

dos balanços de impedâncias vistas dos terminas do gerador.

X0,15

ZSIS = 0,2

ZSIS = 0,05

ZSIS = 0,09

A

B

C

LS

R

X

R

1 2 3 4

-2

-1

1

impedância por unidade

Esta figura mostra as excursões das impedâncias para três valores de

impedância do sistema e para dois níveis de carga na máquina: carga total – fator de potência unitário; carga total – fator de potência 0,95 indutivo. Em todos os casos, o regulador de tensão estava fora de serviço e tempos críticos de manobra foram usados. O ponto L indica a impedância inicial; o ponto S a impedância de curto circuito; e o ponto R a impedância aparente no instante em que a falta foi eliminada. A mudança de L para S e de S para R é instantânea. A curva C representa o caso em que a máquina está operando com fator de potência 0,95 indutivo. Como mostrado neste gráfico, é possível para um balanço estável entrar na característica do relé. Neste contexto, a excursão da impedância entra no ajuste maior do relé e fica dentro da característica do relé por 0,3 segundos. Deve-se salientar que este balanço foi devido à eliminação de uma falta com tempo crítico de manobra, o que duraram 0,18 segundos neste caso. Para tempos de eliminação menores, fatores de potência menos indutivos e para fatores de potência capacitivos ou unitários, o balanço transitório ficaria fora da característica do relé.

Outro ponto para esta consideração nestas curvas de balanço é o ponto R, a impedância aparente depois que a tenha sido eliminada. Como mostrando neste diagrama, quanto menor for a impedância do sistema, mais perto este ponto chegará da característica do relé. Embora este ponto possa aproximar à característica do relé, ele não entra no círculo do relé em nenhum dos casos estudados.

Sem regulador em funcionamento ou com um regulador de baixa resposta, o ponto R irá invariavelmente aparecer abaixo do eixo R. Isto é devido ao fato de que quando a falta é eliminada, o gerador irá operar num ângulo maior na curva ângulo-potência e conseqüentemente a potência de saída será acima de 1,0 p.u.. Para condições de carga em que o fator de potência seja por volta do unitário, a tensão interna da máquina Serpa menos que 1,0 p.u. e por esta razão esta transferência de potência será acompanhada por uma transferência de reativo do sistema para a máquina. Por exemplo, para o sistema de 0,05 , a potência ativa, reativa e a tensão nos terminais da máquina no instante em que a falta é eliminada são: P = 1,6 p.u., Q = 0,8 p.u., Vt = 0,71 p.u..

O uso de um regulador de tensão de resposta rápida seria vantajoso, pois ele tenderia a levar o ponto R e a excursão da impedância para longe da característica do relé.

4.3 FORMAS DE SE EVITAR A AÇÃO INTEMPESTIVA DE UM RELÉ DE PERDA DE EXCITAÇÃO TIPO MHO DURANTE BALANÇOS DO SISTEMA

Considerando-se que a atuação indiscriminada dos relés de distancia, como

conseqüência de oscilações no sistema, é geralmente desaconselhável, torna-se necessário prever um meio ou dispositivo que os bloqueie quando o sistema ficar sujeito a tais condições anormais.

Todos os meios usados para esse fim se baseiam nas duas considerações principais a seguir:

• Quando se verifica uma falta no sistema, a impedância vista pelo relé varia quase instantaneamente do valor que representava as condições de carga do sistema para aquele que representa as condições da referida.

Fig. 4.17 - Curvas características no plano R-X, de uma unidade de impedância e as oscilações elétricas no sistema

• Quando se verifica uma oscilação no sistema, a impedância vista pelo relé

varia lentamente do valor que representava as condições de carga do sistema para aquele que representa as condições da referida oscilação.

Fig. 4.18 - Bloqueio das oscilações mediante uma unidade de impedância

Consideremos por exemplo a figura 4.17 onde se encontram representadas

uma unidade impedância e a curva característica das oscilações do sistema para um dado valor de EG1/EG2. Conforme já explicamos, no caso de se verificar uma oscilação no sistema, o vetor da impedância vista pelo relé se deslocará lentamente ao longo da curva S-T, podendo provocar a atuação da unidade de impedância. É também interessante observar que se o sistema for sujeito a uma falta, representada, por exemplo, pelo ponto F, a impedância vista pelo relé se deslocará quase instantaneamente assumindo a posição OF e provocando desta forma a atuação da unidade.

O bloqueio acima mencionado poderá ser realizado mediante uma outra unidade de impedância, que chamaremos unidade de bloqueio, conforme se encontra indicado na figura 4.18. O esquema de ligações está representado na figura 4.19. Ambas estas figuras servirão como base para a explicação, que se segue.

Na figura 4.19 estão indicados os seguintes contatos:

I: Contato da unidade de impedância que se fecha quando o vetor Z está situado dentro da circunferência de círculo característica desta unidade, como por exemplo, para as condições representadas pelo ponto Q.

B: Contato da unidade de bloqueio que se fecha quando o vetor Z, vindo de S e se deslocando ao longo da curva S-T, penetra dentro da circunferência de círculo característica desta unidade A: Contato de um relé auxiliar, normalmente fechado e que se abre quando se fecha o contato B que nele atua através da bobina L. A operação deste relé é retardada em relação àquela correspondente aos contatos I.

Fig. 4.19 - Diagrama simplificado da operação da unidade de bloqueio

Fig. 4.20 - Diagrama mostrando as varias etapas na operação da unidade de

bloqueio

Fig. 4.22 - Bloqueio das oscilações, efetuado num relé mho mediante uma unidade

mho deslocada

Fig. 4.21 - Bloqueio das oscilações, efetuado num relé de impedância, mediante uma

unidade de impedância

Suponhamos, agora, que se verifique uma oscilação no sistema elétrico e que o vetor representativo da impedância Z, vista pelas unidades de impedância e de bloqueio, se desloque lentamente de S para T ao longo da curva característica S-T.

Este vetor ao penetrar no círculo externo obriga o fechamento do contato B e portanto a abertura do contato A. Desta forma, se a oscilação no sistema for de tal amplitude que o vetor Z ainda penetre na circunferência de circulo interna (correspondente à unidade de impedância), motivando o fechamento do contato I, não se verificará o desligamento do disjuntor correspondente, já que o circuito de desligamento estará interrompido pela abertura do contato A. Desta forma estará garantido o bloqueio da unidade de impedância para desligamento produzidos por oscilações no sistema.

Fig. 4.23 - Bloqueio das oscilações, efetuado num relé mho mediante a própria

unidade de 3a Zona

Por outro lado, no caso de se verificar uma falta no sistema, o vetor representativo da impedância Z assumirá instantaneamente uma posição tal como K, motivando o fechamento do contato I, antes que o contato A tenha tempo suficiente para abrir, se processando desta forma o desligamento do disjunto. Convém lembrar que o tempo de operação do contato A tem um certo retardamento em relação aquele correspondente ao contato I.

A fim de completar esta parte do nosso estudo apresentamos as figuras 4.21, 4.22 e 4.23, que mostram alguns métodos para efetuar o bloqueio em relés de impedância e relés mho, obedecendo aos princípios gerais acima explicados. Na figura 4.21 encontra-se representado um relé de impedância tendo o seu bloqueio efetuado mediante uma unidade adicional do tipo de impedância. A figura 4.22 mostra um relé mho com o bloqueio e terceira zona de atuação efetuados pela mesma unidade mho deslocada.

Em 1949, um relé mho com offset monofásico foi introduzido para a detecção rápida da perda da excitação de geradores síncronos. A abordagem deste relé de

distancia foi desenvolvida para prover uma melhor seletividade entre perda de excitação e outras condições de operação normais ou anormais e para prover os períodos de operação necessários para uma proteção ótima tanto do gerador quanto do sistema. Através dos anos, o relé mho com offset tem sido largamente aceito para proteção de perda de excitação e a experiência com o relé tem sido excelente. O relé tem demonstrado sua capacidade de detectar uma variedade de falhas de excitação do sistema e discernir entre falhas e outras condições de operação. Os relativamente poucos casos de operação incorreta que aconteceram podem ser atribuídos a conexões incorretas dos relés (na maioria dos casos).

Apesar desta excelente experiência, há quem fique apreensivo no que diz respeito a performance do relé de distancia para proteção de perda de excitação. Em particular, tem havido preocupações em torno da possível operação incorreta do relé quando um gerador está operando na região de subexcitacao, durante balanços e distúrbios no sistema que causa condições de subfrequencia.

Em virtude desta constante preocupação sobre a performance do relé e em virtude do fato que os parâmetros da maquina terem sido consideravelmente mudados durante o passar dos anos, um estudo geral foi iniciado para revisar a aplicação e a performance do do relé de perda de excitação mho com offset para uma variedade de condições do sistema.

O relé de perda de excitação mho com offset é um relé monofásico que é aplicado aos terminais do gerador e é conectado e configurado para olhar para a máquina. No diagrama R-X, na figura abaixo, a característica do relé é um circulo offset que tem um ângulo de maximo torque que cai na (-X) ordenada. Como visto nos terminais da maquina, o relé irá operar para qualquer fasor impedância que termina dentro da característica circular.

Quando o relé foi introduzido em 1949, foi recomendado que o offset fosse configurado para um valor igual a metade da reatância transitória de eixo direto (X’d/2) e o diâmetro do circulo configurado para um valor igual a reatância síncrona de eixo direto (Xd). Foi mostrado que com as reatâncias da maquinas que existem, estas configurações detectariam a perda de excitação de qualquer maquina e haveria uma seletividade ótima contra operação durante os balanços de potencia estáveis. Reatâncias síncronas de eixo direto estavam dentro da faixa de 1.1 a 1.2 PU.

Fig. 4.24 – Operação característica do relé de perda de excitação Nos projetos mais recentes de maquinas, os valores destas reatâncias síncronas

têm aumentado para 1.5 a 2 PU. Com o advento desta maquinas de impedâncias mais altas, havia uma relutância por causa de algumas utilidades para usar as configurações do relé proporcional à reatância síncrona, principalmente devido ao medo de que o grande diamentro do circulo resultante pudesse infringir na capacidade de operação subexcitada da maquina. Consequentemente, onde esta possibilidade era uma preocupação, tem sido recomendado que o alcance do relé seja limitado para uma reatância síncrona assumida de 1.0 PU. Quando esta recomendação foi feita, foi reconhecido que esta configuração reduzida detectaria uma perda de excitação com maquinas altamente carregadas ( a condição mais severa tanto para a maquina como para o sistema) mas não proveria cobertura se a maquina fosse levemente carregada. Assim, um dos propósitos do estudo era determinar quantitativamente os limites de proteção de uma configuração reduzida.

Em alguns casos, outros métodos podem ser utilizado para conter a ação intempestiva do relé. Por exemplo, um elemento de subtensão é, às vezes, adicionado para aumentar a segurança do sistema não permitindo o tripping da unidade devido a causas estranhas, tais como vibração do relé e etc. Além disso, esse elemento também permite alarmar e não deixa que ocorra tripping em perdas parciais de excitação e em ações incorretas do operador quando a máquina está sob controle manual. O sistema não é colocado em perigo devido a tal ação.Também, um ou mais timers podem ser usados no esquema de proteção. O primeiro timer é posicionado junto ao relé e sua temporização é escolhida para atuar numa faixa que vai de 3 a 15 ciclos. Este dispositivo é usado para minimizar, se não eliminar, as chances de de um tripping incorreto durante balanços restauráveis e transitórios de tensão. Quando um elemento de subtensao é usado, um segundo timer setado de 10 segundos a muitos minutos é utilizado em conjunto. Para uma condição de subtensao, a unidade sofre tripping diretamente pela ação do primeiro timer, que foi temporizado na faixa de 3 a 15 ciclos. Se o nível de tensão não é suficiente para que o elemento de subtensao opere, um alarme soa. Se a condição de baixa exitacao não é corrigida pela ação do operador, a unidade sofre tripping pelo segundo timer antes que qualquer dano possa ocorrer na máquina.

Exemplo de Ajuste

de relés

de Perda de Excitação