Proteção avançada de motores com o modelo térmico dependente do escorregamento: um estudo de caso

jun, 2009

Edição 40, Maio de 2009

Por Lee Underwood, Mark Lanier, Patrick Whatley e Stan Zocholl

PROTEÇÃO AVANÇADA DE MOTORES COM O MODELO TÉRMICO DEPENDENTE DO ESCORREGAMENTO: UM ESTUDO DE CASO

A proteção de motores de indução pode ser melhorada com o uso dos modernos relés de proteção baseados em microprocessadores e do modelo térmico dependente do escorregamento. Este artigo introduz resumidamente o conceito do modelo térmico e explica como aplicar um modelo térmico dependente do escorregamento para melhorar a proteção de motores nas aplicações de retrofit, em que existem pouquíssimos dados disponíveis. Nestes casos, devem ser efetuadas algumas suposições para estimar os tempos seguros dos limites térmicos com rotor travado, baseando-se no histórico dos tempos de partida do motor e nos ajustes dos relés eletromecânicos. Em seguida, essas estimativas são verificadas pela análise dos dados do relatório das partidas do motor coletados nas partidas iniciais do motor. A capacidade térmica medida durante a partida é usada para validar a proteção submetida a melhorias e os ajustes podem ser revisados sem o risco de ocorrência de um trip durante as partidas normais.

Diversos motores de instalações industriais têm estado em serviço por trinta anos ou mais, usando relés de proteção eletromecânicos. Esses relés estão próximos do fim de sua vida útil e precisam ser substituídos. Os atuais relés baseados em microprocessadores consistem na escolha natural para essas aplicações de retrofit, oferecendo várias melhorias em relação aos relés de sobrecorrente eletromecânicos, relés eletromecânicos ou estáticos baseados na réplica térmica do motor, ou relés de sobrecarga térmica. Essas melhorias incluem uma modelagem térmica avançada do aquecimento do motor, relatórios de evento, registros sequenciais dos eventos, relatórios das partidas do motor, tendências das partidas do motor, estatísticas da operação do motor, recursos adicionais de proteção e funções adicionais de controle.

Entretanto, as informações referentes às capacidades térmicas desses motores praticamente não existem, uma vez que, frequentemente, os dados originais do fabricante (curvas do limite térmico) foram perdidos. Além disso, motores mais antigos podem ter sido rebobinados, tornando suspeitos os dados originais do fabricante do motor. Normalmente, as únicas informações disponíveis para ajustar um relé novo microprocessado aplicado a um motor existente consistem nos dados de placa do motor, ajustes dos relés de proteção eletromecânicos existentes e na experiência dos operadores em relação aos tempos típicos das partidas.

A norma NEMA MG 1 relaciona as informações necessárias que devem ser fornecidas pelos fabricantes dos motores nos dados de sua placa. As informações pertinentes dos dados de placa, necessárias para o ajuste de um relé microprocessado, incluem:

• Corrente nominal à plena carga (Full-Load Amperes – FLA)

• Letra dos códigos / kVA do rotor travado ou corrente do rotor travado em ampères

• Fator de serviço (“Service Factor” – SF)

• Regime de serviço – normalmente contínuo para um motor de média tensão

• RPM para carga nominal (velocidade nominal)

O relé eletromecânico (EM) ou de sobrecarga térmica existente pode ou não fornecer uma proteção térmica adequada para o motor. Portanto, é necessário certificar-se de que a curva selecionada de um relé EM existente permita a partida do motor sem a ocorrência de trip. O engenheiro de proteção calcula a corrente aproximada do rotor travado por meio da letra dos códigos do rotor travado e usa esta corrente para determinar o tempo de trip na curva existente. Por exemplo, se a letra do código for “G”, então a corrente do rotor travado está na faixa de 5.6–6.29 kVA/HP.

Uma vez que a tensão nominal e a potência em HP do motor sejam conhecidas, a corrente do rotor travado pode ser calculada. O tempo de trip para esta corrente é então determinado a partir da curva tempo-corrente do relé EM existente. Esse tempo é usado como estimativa inicial para o ajuste do tempo seguro do limite térmico do motor com rotor travado (“hot locked-rotor time” – LRTHOT1).

Em geral, os operadores de uma instalação industrial sabem quanto tempo as cargas com inércia elevada levam para acelerar sob condições variáveis de carregamento. Por exemplo, um ventilador de tiragem induzida de grande porte, instalado em uma usina, pode levar de 10 a 60 segundos para partir. O posicionamento das válvulas reguladoras (“dampers”) no duto do ventilador, ou o passo das pás do ventilador, afeta o carregamento durante a partida do motor e, consequentemente, afeta o tempo de aceleração até a velocidade nominal. Um operador pode saber, baseado na sua experiência ou nas informações das tendências do sistema de controle, que um ventilador específico leva um tempo máximo de 40 segundos para partir. Em comparação, o relé EM, nessa mesma aplicação, pode ter um tempo de trip de 50 segundos para a corrente do rotor travado. Nesse caso, a experiência do operador pode desconsiderar o ajuste do relé EM existente, permitindo que o engenheiro de proteção use o valor de 40 segundos no ajuste do tempo seguro do limite de aquecimento do motor com rotor travado como ponto de partida da proteção do motor.

Esses métodos de coleta de dados estimam o tempo seguro do limite térmico com rotor travado. Embora conste dos dados de placa do motor, para a maioria das informações necessárias para ajuste dos modernos relés microprocessados, é necessário efetuar uma estimativa, pois os dados de placa não indicam por quanto tempo o motor pode suportar a corrente do rotor travado antes que ocorra a fusão ou a deformação das barras do rotor. O tempo seguro do limite de aquecimento com rotor travado é necessário para o ajuste do modelo térmico do relé. O tempo seguro estimado do limite térmico com rotor travado pode ser usado como ponto de partida para o ajuste do relé.

Dispondo do valor do tempo seguro estimado do limite de aquecimento com rotor travado, pode ser dada a partida no motor com uma garantia considerável de que o aquecimento das barras do rotor durante a partida vai ser limitado a um nível seguro. A capacidade térmica usada durante a partida pode então ser analisada a partir de um ou mais relatórios das partidas do motor. Baseando-se na precisão da medição do relé para capacidade térmica de 100% (nível de trip) durante a partida, o ajuste LRTHOT1 pode ser reduzido, propiciando uma melhor proteção para o motor.

A empresa química Solutia Inc. está localizada em Decatur, Alabama. Esta instalação tem usado relés de sobrecarga térmica para proteção dos motores da fábrica desde a sua instalação na década de 1960. Recentemente, a empresa Plant Power and Control, LLC (em Alabaster, Alabama) substituiu a proteção dos motores de um ventilador de tiragem induzida de 600 HP, de um ventilador de tiragem induzida de 500 HP e do motor de um soprador de 350 HP existentes nas suas instalações. Esses motores constituem a base do estudo de caso apresentado neste artigo.

Há alguns anos, as partidas iniciais dos motores dos ventiladores de grande porte causaram desligamentos indesejáveis durante a partida do motor (“motor inrush”). As equipes técnicas da fábrica instalaram um relé auxiliar temporizado que “curto-circuitava” o contato do relé de sobrecarga térmica por dois minutos durante a partida. Após esse tempo ter expirado, o curto era removido e a proteção de sobrecarga térmica era reativada. Uma vez que o momento mais provável para falha de um motor é durante a partida, quando as correntes são as mais elevadas, um novo tipo de proteção era necessário para esses motores antigos, incluindo recursos avançados de emissão de relatórios com informações sobre

as operações do motor.

MODELO TÉRMICO DEPENDENTE DO ESCORREGAMENTO

Organização

Atualmente, a maioria dos relés microprocessados disponíveis efetua tentativas de cálculo do aquecimento do motor por meio da medição apenas da corrente. Os modelos de diversos fabricantes calculam o aquecimento em termos do que é normalmente conhecido como capacidade térmica ou registro térmico, em que 0% significa totalmente resfriado e

100% é o valor limite de trip. Essa capacidade térmica é acumulada com base na corrente medida, dessa forma, durante a partida do motor a proteção é essencialmente um elemento

I2 t, com o tempo máximo da partida ditado pelo tempo seguro do limite térmico do motor por perda de velocidade.

Os problemas surgiram com a partida de motores de cargas com inércia elevada, uma vez que o tempo necessário para partir o motor pode se aproximar ou até ultrapassar o tempo seguro do limite térmico por perda de velocidade. A proteção fornecida pelos relés de sobrecorrente com disco de indução é similar.

O relé escolhido para as substituições nos upgrades descritos neste artigo usa um modelo térmico que calcula o escorregamento (“slip”) do motor durante a partida. O relé calcula o escorregamento com base na tensão e na corrente medida e em dois ajustes introduzidos pelo usuário. Os ajustes requeridos são:

• Escorregamento à plena carga (em pµ da velocidade síncrona)

• Torque com rotor travado (em pµ do torque à plena carga, também denominado torque nominal)

O relé usa o escorregamento calculado para computar a resistência de sequência positiva e negativa do rotor durante a partida do motor. O cálculo preciso da resistência do rotor reflete o aquecimento que ocorre no motor durante a partida, resultando em tempos maiores de aceleração admissíveis antes de dar trip do que os valores admitidos por um elemento I2 t.

EXEMPLO 1: VENTILADOR DE TIRAGEM INDUZIDA, 600 HP

O primeiro motor analisado foi um ventilador de tiragem induzida (“induced draft” – ID) de 600 HP da caldeira da Unidade 6 da usina. Os únicos dados disponíveis desse motor foram obtidos na sua placa identificadora, uma vez que não havia curvas dos limites térmicos disponíveis. As informações dos dados de placa usadas para ajustar a proteção foram:

• Corrente nominal à plena carga (FLA) = 149 A

• Letra dos códigos / kVA do rotor travado: não estava disponível nos dados de placa do motor. Baseando-se em dados típicos, foi usado o valor de 6.5 • FLA como ponto de partida

• Fator de Serviço (SF) = 1.0

• Regime de serviço – contínuo

• RPM para carga nominal (velocidade nominal) = 1189 rpm

• Tensão = 2300 V

Selecionamos a maior parte dos ajustes necessários a partir desses dados. A corrente nominal à plena carga foi ajustada diretamente com o valor FLA do motor (149 A). O fator de serviço foi ajustado em 1.05 para fornecer uma pequena margem acima das condições nominais, uma vez que discussões com os operadores revelaram que o motor pode ser operado, em algumas situações, com uma ligeira sobrecarga. O ajuste de SF afeta o modelo da sobrecarga

(motor em operação) do estator, mas não afeta o modelo do rotor, que é a preocupação principal durante a partida.

Obviamente, a decisão para permitir essa pequena sobrecarga compromete a proteção do motor durante a sua operação. O escorregamento à plena carga (“Full-load slip” – FLS) é facilmente calculado como:

FLS = 1 – nr / ns

FLS = 1 – 1189 / 1200

FLS = 0.0092

Os dados do torque com rotor travado (“locked-rotor torque” – LRQ) não estavam disponíveis para este motor, por isso, foi estimado na faixa de 1.10 – 1.30, tendo por base os dados disponíveis de motores de ventiladores de grande porte de instalações similares. Um ajuste de LRQ de 1.25 foi selecionado. O ajuste de LRQ afeta a resistência do rotor que o relé usa para a condição de rotor travado; um ajuste maior de LRQ aumenta a resistência calculada do rotor. Logo, um ajuste maior de LRQ é conservador e vai resultar em uma capacidade térmica ligeiramente maior usada no decorrer da partida do motor. O último ajuste a ser feito na porção da partida do modelo térmico do relé foi o do tempo seguro do limite térmico com rotor travado.

Considerando que a proteção existente era baseada nas sobrecargas térmicas, não havia um tempo determinado do rotor travado, a partir dos ajustes existentes, que fosse razoável, bem como não havia curvas disponíveis da capacidade térmica do motor. A parte restante das informações viáveis veio da experiência dos operadores. O tempo de aceleração esperado, de acordo com os operadores, era da ordem de 30 segundos. Considerando esta informação, o tempo do limite térmico com rotor travado (LRTHOT1) foi ajustado em 25 segundos para a tentativa de partida inicial. Os ajustes iniciais do modelo térmico do relé estão resumidos na Tabela 1.

TABELA I – AJUSTES INICIAIS DO RELÉ DO VENTILADOR ID DA CALDEIRA, 600 HP

A Figura 1 contém os gráficos da tensão e da corrente do motor medidas no relé, escorregamento (“slip”) medido e a capacidade térmica calculada para a partida inicial. Este gráfico foi produzido com um software disponível, usando os dados do relatório das partidas do motor registrados pelo relé. Conforme mostrado na Figura 1, a tentativa de partida inicial mostrou que o tempo de aceleração real do motor era de aproximadamente 1000 ciclos ou um pouco menos de 17 segundos. Além disso, a capacidade térmica usada foi extremamente baixa, somente atingindo 38,5% da capacidade térmica. O escorregamento calculado pelo relé durante a partida do motor está mostrado e, como era esperado, está decrescendo, partindo de 100% com o rotor travado para o valor do escorregamento nominal quando a corrente cai para o valor nominal à plena carga.

Deve ser observado que esta tentativa de partida foi efetuada com as válvulas reguladoras (“dampers”) de entrada do ventilador fechadas, o que resultou nas cargas partindo muito mais rapidamente do que se a tentativa de partida tivesse sido efetuada com os dampers abertos. Quando os dampers estão abertos durante a partida, o ventilador tem de mover o ar através de todos os dutos e da caldeira. Os operadores da usina declararam que o ventilador é normalmente partido com os dampers fechados.

Usando o software MATLAB, foi efetuada uma simulação da partida do motor para comparar as grandezas reais medidas pelo relé com os dados simulados com base nos parâmetros conhecidos do motor. Os valores simulados das tensões, correntes e capacidade térmica do motor foram compatíveis aos dados medidos, conforme mostrado nas Figuras 2A a 2D.

Figura 1 – Relatório das partidas do motor para o ventilador ID da Unidade 6 (600 HP)

Figura 2A – Comparação da simulação no MATLAB para o ventilador ID da Unidade 6 (600 HP): corrente

Figura 2B – Comparação da simulação no MATLAB para o ventilador ID da Unidade 6 (600 HP): tensão

Figura 2C – Comparação da simulação no MATLAB para o ventilador ID da Unidade 6 (600 HP): capacidade térmica (U)

Figura 2D – Comparação da simulação no MATLAB para o ventilador ID da Unidade 6 (600 HP): escorregamento


EXEMPLO 2: VENTILADOR DE TIRAGEM INDUZIDA, 500 HP

O segundo motor analisado foi um ventilador de tiragem induzida (ID) de 500 HP da caldeira da Unidade 5 da usina. Novamente, os únicos dados disponíveis desse motor foram obtidos na sua placa identificadora, uma vez que não havia curvas dos limites térmicos disponíveis. As informações dos dados de placa usadas para ajustar a proteção foram:

• Corrente nominal à plena carga (FLA) = 107 A

• Letra dos códigos / kVA do rotor travado: não estava disponível nos dados de placa do motor. Baseando-se em dados típicos, foi usado o valor de 6.5 • FLA como ponto de partida.

• Fator de serviço (SF) = 1.0

• Regime de serviço – contínuo

• RPM para carga nominal (velocidade nominal = 1189 rpm

• Tensão = 2300 V

Como a maioria dos dados era similar aos do ventilador ID de 600 HP, os ajustes foram quase idênticos. A corrente nominal à plena carga foi ajustada diretamente com o valor FLA do motor (107 A). O fator de serviço foi ajustado em 1.05 para fornecer uma pequena margem acima das condições nominais. O escorregamento à plena carga foi ajustado em 0.0092 como no motor de 600 HP e o torque com rotor travado foi também ajustado em 1.25. O tempo seguro de aquecimento com rotor travado foi ajustado em 25 segundos, uma vez que a função de sobrecarga térmica tinha também sido bloqueada durante as partidas deste motor. Os ajustes iniciais do modelo térmico do relé estão resumidos na Tabela 2.

TABELA 2 – AJUSTES INICIAIS DO RELÉ DO VENTILADOR ID DA CALDEIRA, 500 HP

O relatório das partidas do motor mostrado na Figura 3 foi coletado em 6/6/07, aproximadamente três meses após a instalação inicial. O tempo de aceleração real do motor foi de aproximadamente 10 segundos, significativamente menor do que o tempo de aceleração de 17 segundos do motor de 600 HP. Conforme esperado, com um tempo seguro de aquecimento com rotor travado programado para 25 segundos e com tempo de aceleração de 10 segundos, a capacidade térmica usada foi pequena, somente atingindo 40%. O escorregamento calculado pelo relé durante a partida do motor está mostrado e, como era esperado, está decrescendo, partindo de 100% com o rotor travado para o valor do escorregamento nominal quando a corrente cai para o valor nominal à plena carga.

Considerando que este motor estava em serviço há aproximadamente três meses quando este relatório foi coletado, dados de relatórios adicionais foram coletados no relé para verificar a consistência dos dados de partida registrados durante várias partidas. A Figura 4 exibe o

“Relatório Estatístico das Operações do Motor” para este motor. Este documento acumula os dados mostrados até que um operador apague manualmente o relatório.

A partir deste relatório, podemos observar que ocorreram 12 partidas do motor desde 1/2/2007 e que a Capacidade Térmica Usada (Thermal Capacity Used – TCU) média é

40.7%, com um pico de 46.0%. O relé também incorpora o recurso de “aprender” a capacidade requerida na partida por meio do registro da capacidade térmica usada nas últimas cinco partidas do motor com sucesso, multiplicando o maior valor dessas cinco capacidades térmicas por 115%. Esses dados são exibidos como “Learn Parameters: Start TC (%)”. A capacidade térmica da partida “aprendida” é usada pelo relé para impedir uma partida subsequente do motor até que o rotor já esteja adequadamente resfriado.

Considerando que o motor acelera até alcançar a velocidade nominal em um tempo menor do que o tempo seguro programado de aquecimento com rotor travado, o tempo necessário para que o motor permaneça parado antes da tentativa de outra partida é bem pequeno, permitindo um tempo rápido de repartida.

Um relatório adicional foi coletado para obtenção de dados mais abrangentes e precisos das partidas, considerando intervalos de um mês. O “Relatório das Tendências das Partidas do Motor” mostrado na Figura 5 captura até 18 médias de 30 dias com informações das partidas do motor.

Podemos observar neste relatório que as partidas do motor foram consistentes em termos da média dos tempos de partida e capacidade térmica usada. A partir desses dados, também supomos que as condições de partida (isto é, a posição dos dampers do ventilador) foram as mesmas. Além disso, percebemos uma excursão no porcentual da TCU das Partidas (“Start %TCU”). Observe que houve somente 10 partidas registradas neste relatório de tendências contra 12 partidas no relatório das estatísticas de operação.

Figura 3 – Relatório das partidas do motor para o ventilador ID da Unidade 5 (500 HP

Figura 4 – Relatório das estatísticas das operações do motor para o ventilador ID da Unidade 5 (500 HP)

Figura 5 – Relatório das tendências das partidas do motor para o ventilador ID da Unidade 5 (500 HP)

EXEMPLO 3: MOTOR DO SOPRADOR DE 350 HP

O terceiro motor analisado foi um soprador de 350 HP da caldeira da usina. Embora a instalação desse motor fosse nova, o seu fabricante não havia fornecido as curvas de limites térmicos e, portanto, os únicos dados disponíveis para este motor foram tirados dos dados da sua placa. As informações dos dados de placa necessárias para ajustar a proteção foram:

• Corrente nominal à plena carga (FLA) = 82 A

• Letra dos códigos / kVA do rotor travado = G

• Fator de serviço (SF) = 1.0

• Regime de serviço – contínuo

• RPM para carga nominal (velocidade nominal) = 1189 rpm

• Tensão = 2300 V

Como a maioria dos dados era similar aos do ventilador ID de 600 HP, os ajustes foram praticamente idênticos. A corrente nominal à plena carga foi ajustada diretamente com o valor FLA do motor (82 A). O fator de serviço foi ajustado em 1.05 para fornecer uma pequena margem acima das condições nominais. O escorregamento à plena carga foi ajustado em 0.0092 como no motor de 600 HP e o torque do rotor travado foi também ajustado em 1.25. O tempo seguro do limite de aquecimento com rotor travado foi ajustado em 25 segundos. Os ajustes iniciais do modelo térmico do relé estão resumidos na Tabela 3.

TABELA 3 – AJUSTES INICIAIS DO RELÉ DO SOPRADOR DE 350 HP

O relatório das partidas do motor mostrado na Figura 6 também foi coletado aproximadamente três meses após a instalação inicial. O tempo de aceleração real do motor foi

de aproximadamente 10.5 segundos. Conforme esperado, com um tempo seguro do limite térmico com rotor travado programado para 25 segundos, a capacidade térmica usada foi pequena, somente atingindo 33%. O escorregamento calculado pelo relé durante a partida do motor está mostrado e, como era previsto, está decrescendo, partindo de 100% com o rotor travado para o valor do escorregamento nominal, quando a corrente caiu para o valor nominal à plena carga.

Relatórios adicionais deste motor foram também coletados, uma vez que o relé estava em serviço há aproximadamente três meses. A partir do “Relatório Estatístico das Operações do Motor” mostrado na Figura 7, podemos observar que houve 16 partidas do motor e que a Capacidade Térmica Usada (TCU) média foi de 34.0%, com um pico de 35.9%. A capacidade térmica de partida aprendida de 38% foi bastante próxima da capacidade térmica de partida média e deve permitir repartidas em tempos reduzidos.

O “Relatório das Tendências das Partidas do Motor” mostrado na Figura 8 demonstra que as partidas do motor foram bem consistentes em termos da média dos tempos de partida e da capacidade térmica usada. Observe que houve somente 15 partidas registradas neste relatório de tendências contra 16 partidas no relatório das estatísticas de operação. O “Relatório das Tendências das Partidas do Motor” foi apagado em 4/4/2007, enquanto o Relatório das

Estatísticas das Operações do Motor foi “resetado” em 30/1/2007, logo, a partida adicional ocorreu entre essas datas.

Usando o software MATLAB, foi também efetuada uma simulação do “Relatório das Partidas do Motor” da Figura 6 para comparar as grandezas reais medidas pelo relé com os dados simulados com base nos parâmetros conhecidos do motor. Os valores da capacidade térmica e correntes simuladas do motor foram compatíveis com os dados medidos.

Figura 6 – Relatório das partidas do motor do soprador (350 HP)

Figura 7 – Relatório das estatísticas das operações do motor do soprador (350 HP)

Figura 8 – Relatório das tendências das partidas do motor do soprador (350 HP)

ANÁLISE E RECOMENDAÇÕES DE AJUSTE

Considerando que os novos relés microprocessados têm capacidade para fornecer proteção durante todas as fases de operação do motor, todos os três motores desta instalação possuem uma proteção melhor do que era originalmente fornecida pelo relé de sobrecarga térmica. Além disso, conforme pode ser observado em diversos relatórios, os operadores obtêm informações muito mais importantes sobre as características das partidas dos motores. Contudo, a questão permanece: o quanto é possível melhorar a proteção e ainda permitir que a partida do motor ocorra com segurança?

O ajuste mais fácil do relé a ser alterado para permitir uma abertura mais rápida em uma condição real de rotor travado é o tempo seguro do limite térmico do motor com rotor travado. Podemos reduzir o tempo aplicado de 25 segundos para um tempo ligeiramente maior do que o tempo medido de aceleração dos motores e ainda ter certeza de que o motor não vai dar trip para condições de partidas normais. A simulação pode ser usada para avaliar qual o valor apropriado para essa redução.

A observação dos dados de partida dos três motores mostra que a capacidade térmica usada é, normalmente, baixa para todas as partidas. Existem diversas razões possíveis para isso:

1. O tempo real de partida é menor do que o ajuste LRTHOT1 do relé;

2. A corrente real de partida é menor do que o ajuste LRA1 devido à tensão reduzida durante a partida e à falta de certeza absoluta do valor real da corrente do rotor travado quando o ajuste foi selecionado;

3. A função do modelo térmico dependente do escorregamento, que, ao calcular a resistência do rotor, rastreia o aquecimento real do motor durante uma partida de forma mais precisa do que um relé com a característica I2 t. Com o objetivo de avaliar o impacto do item 3, o efeito dos itens 1 e 2 pode ser efetivamente removido, usando a simulação para partir os motores com tensão de 1 pµ nos terminais do motor, e reduzindo o ajuste do tempo seguro do limite de aquecimento com rotor travado na simulação do modelo térmico.

Baseando-se nos dados de partida do motor coletados e previamente apresentados, os ajustes para o tempo limite de aquecimento com rotor travado (LRTHOT1) podem ser:

• LRTHOT1 do ventilador ID de 600 HP = 18 segundos

• LRTHOT1 do ventilador ID de 500 HP = 12 segundos

• LRTHOT1 do ventilador ID de 350 HP = 12 segundos

As simulações foram efetuadas para o motor de 350 HP com as revisões propostas dos ajustes para dois casos:

1. Tensão aplicada de 1.0 pµ nos terminais do motor.

2. Tensão aplicada de 0.80 pµ nos terminais do motor.

Os resultados desses casos estão mostrados nas Figuras 9 e 10.

Figura 9 – Motor de 350 HP, LRTHOT1 = 12 segundos, V = 1.0 pµ

Figura 10 – Motor de 350 HP, LRTHOT1 = 12 segundos, V = 0.8 pµ

Observe que embora o tempo de partida tenha sido maior, a capacidade térmica usada com tensão de 0.80 pµ não foi significativamente maior do que a capacidade térmica usada com tensão de 1.0 pµ, e que não houve qualquer preocupação sobre o relé atingir o limite de trip térmico (Capacidade Térmica do Rotor = 1) em nenhum dos casos.

Este resultado era, de alguma forma, esperado, pois a tensão reduzida resulta em corrente de partida reduzida (resultando num menor aquecimento do rotor) e o torque reduzido do motor resulta em um tempo de partida proporcionalmente maior (resultando em maior aquecimento do rotor).

Uma simulação final foi efetuada com tensão de 0.80 pµ e LRTHOT1 = 8 segundos, que era MENOR do que o tempo de aceleração total para essas condições. A Figura 11 mostra que o elemento térmico não vai operar durante uma partida normal. A Figura 12 ilustra em quanto tempo o elemento térmico vai dar trip no motor se o rotor permanecer bloqueado sob essas mesmas condições.

Embora um relé EM ou um elemento térmico I2 t microprocessado tenha de ser ajustado com um valor maior do que 12 segundos para 80% da corrente do rotor travado, visando a assegurar que haja partida do motor, o modelo dependente do escorregamento deu trip em um tempo menor do que o tempo de aceleração de 12 segundos para condições reais do rotor travado e ainda permitiu partidas normais.

Figura 11 – Motor de 350 HP, LRTHOT1 = 8 segundos, V = 0.8 pµ

Figura 12 – Motor de 350 HP, LRTHOT1 = 8 segundos, V = 0.8 pµ, rotor travado

Essas simulações mostram que, com o modelo dependente do escorr

egamento, ajustar no relé o tempo limite de aquecimento com rotor travado, com base no tempo de aceleração observado (ou talvez até menor do que o tempo de aceleração observado), não compromete a capacidade de o motor partir para condições de tensão variando entre 80% – 100% da tensão nominal do motor.

Entretanto, o cálculo do menor ajuste possível que vai ainda garantir a capacidade de partida do motor requer ferramentas de análise que, normalmente, não estão disponíveis para os engenheiros de proteção. Uma solução aceitável foi ajustar o tempo seguro do limite de aquecimento por perda de velocidade no modelo térmico igual ou ligeiramente maior do que o tempo de aceleração observado.

Com o elemento térmico dependente do escorregamento, estávamos certos de que não haveria trip do motor sob condições normais de partida. Além disso, ao assumirmos que o motor tinha sido dimensionado corretamente durante os esforços do projeto original da instalação no sentido de acelerar a carga sem danos, estávamos também seguros de que o motor estaria adequadamente protegido.

Consequentemente, os ajustes do tempo limite de aquecimento com rotor travado para os três exemplos de motores poderiam ter sido reduzidos significativamente, conforme proposto. Contudo, os operadores desta instalação preferiram não aplicá-los para garantir que os motores partissem com sucesso no caso de, eventualmente, precisarem ser partidos sob outras condições de operação (tais como com os dampers abertos). A proteção recomendada é ainda superior à proteção original, que tinha de ser bloqueada durante a partida para evitar trips indesejados.

 

CONCLUSÕES

Atualmente, a proteção de motores pode ser melhorada substancialmente com o uso de relés baseados em microprocessadores, mesmo no caso de haver pouquíssimos dados disponíveis dos motores. O modelo térmico dependente do escorregamento protege o motor e permite tempos maiores de aceleração, quando comparado aos tradicionais elementos microprocessados I2 t e relés eletromecânicos. Os ajustes podem ser aplicados e, se desejado, refinados no decorrer da operação da carga, variando as características de operação. As informações das tendências e relatórios das partidas do motor dos relés modernos são ferramentas extremamente úteis para melhoria da proteção ao longo do tempo. As simulações das partidas dos motores sob condições de tensão reduzida indicam que a capacidade térmica calculada e usada não aumenta de forma significativa; portanto, é improvável que ocorra uma abertura indevida se o motor for partido sob condições esperadas de mínima tensão.

 

 


 

LEE UNDERWOOD é engenheiro eletricista e atua como engenheiro de aplicação de campo da Schweitzer Engineering Laboratories, Inc. É membro do IEEE e da Power Engineering Society.

MARK LANIER é engenheiro de sistemas elétricos de potência e engenheiro de aplicação de campo da Schweitzer Engineering Laboratories, Inc.

PATRICK WHATLEY é engenheiro eletricista, especializado em engenharia de potência. É supervisor técnico da Plant Power & Control Systems.

STANLEY (Stan) ZOCHOLL é engenheiro eletricista, membro do IEEE, da Power Engineering Society e da Power System Relaying Committee. Ocupa o cargo de “Distinguished Engineer” da Schweitzer Engineering Laboratories, Inc. Zocholl detém cerca de uma dúzia de patentes relacionadas à proteção de sistemas de potência usando a tecnologia de microprocessadores e estado sólido e é autor de dois livros, Proteção de Motores AC e Análise e Aplicação de Transformadores de Corrente.

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