determinación de la carta de operación de un

DETERMINACIÓN DE LA CARTA DE
OPERACIÓN DE UN GENERADOR
SINCRONO MEDIANTE PRUEBAS DE
CAMPO Y DISEÑO ASISTIDO POR
COMPUTADORA
Gerson La Torre García
DETERMINACIÓN DE LA CARTA
DE OPERACIÓN DE UN GENERADOR
SINCRONO MEDIANTE PRUEBAS DE
CAMPO Y DISEÑO ASISTIDO POR COMPUTADORA
Primera edición digital
Julio, 2011
Lima - Perú
© Gerson La Torre García
PROYECTO LIBRO DIGITAL
PLD 0139
Editor: Víctor López Guzmán
http://www.guzlop-editoras.com/
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Lima - Perú
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Lima - Perú, enero del 2011
“El conocimiento es útil solo si se difunde y aplica”
Víctor López Guzmán
Editor
Memorias - XVII CONIMERA
Determinación de la carta de operación de un generador
sincrono mediante pruebas de campo y diseño asistido
por computadora
Ing. Gerson La Torre García - CIP 41816
EGASA Arequipa – Perú
glatorre@egasa.com.pe
Resumen.- La habilidad de producir energía eléctrica de un generador en estado
estacionario queda limitada principalmente por el calentamiento del devanado de
armadura, del devanado de campo, de la capacidad del motor primo y de las
restricciones operativas del sistema. Estos límites se pueden mostrar gráficamente
a través de la carta de operación del generador.
El presente trabajo trata sobre la determinación de la carta de operación de un
generador síncrono de polos salientes en base a pruebas de campo, métodos
prácticos de construcción de las curvas de capacidad, datos técnicos de la unidad
generadora y mediante la ayuda de un software especialmente elaborado para tal
fin que nos permite el diseño a escala de la carta de operación.
La metodología empleada ha sido practicada en hidrogeneradores en lo referente
a las pruebas de campo, sin embargo estas pueden ser fácilmente aplicables a
generadores síncronos de polos lisos o polos salientes con diferentes motores
primos.
1.
Introducción
El trabajo detalla la metodología empleada
en centrales hidroeléctricas para la determinación
de las cartas de operación de sus unidades.
En el punto tres del presente trabajo se
exponen las bases teóricas donde se muestra la
carta de operación y su interpretación para la
operación segura de la unidad, luego se indica
la metodología para encontrar los limites de
operación del generador. En caso que se requieran
encontrar los parámetros del generador para poder
graficar la carta de operación y comprobar los
límites en función de las condiciones operativas
de la planta; se definen las pruebas de campo
a realizar.
Finalmente se muestra el diseño de las cartas
de operación mediante el uso de un software
especialmente elaborado para este fin.
tomar decisiones en cuanto al grado de repotenciación que se puede efectuar en la máquina.
Existen unidades generadoras en las
empresas peruanas que están en servicio hace
más de cuarenta años y gran parte de la
información de la unidad generador-turbina
entregada por el fabricante no ha sido suficiente
o se ha extraviado en el tiempo.
Con el paso del tiempo las capacidades
nominales de las máquinas pueden cambiar por
razones de renovación o normal deterioro.
Asimismo, las curvas de capacidad de
reactivos entregadas por el fabricante, están en
función de los parámetros de diseño de las
máquinas y no consideran la planta y las
condiciones de los sistemas de operación como
factores limitantes.
3.
2.
Propuesta de solución
Planteamiento del problema
Las cartas de operación de un generador,
son gráficas que determinan la región de operación
estable de una maquina; por tal razón, es muy
importante que todas las salas de despacho de
energía tengan esta información para las
operaciones diarias de la unidad generadora en
el sistema de potencia. Así mismo, estas cartas
nos proporcionan información de los límites de
operatividad de la unidad generadora, que permiten
Lo anteriormente expuesto genera la
necesidad de actualizar estas curvas a las nuevas
condiciones operativas de las unidades
generadoras; realizando pruebas de campo en las
unidades para la obtención de los parámetros que
pudieran faltar y así elaborar la carta de operación.
A continuación se expone una breve
interpretación de la carta de operación para luego
definir la metodología a seguir.
151
Colegio de Ingenieros del Perú - CDL - Capítulo de Ingeniería Mecánica y Mecánica Eléctrica
3.1 Interpretación de la carta de
operación
En la fig. 1, se observa una carta de operación
de un generador síncrono, en el podemos ver que
la intersección de los límites de operación
determinan la región sobre la cual la máquina opera
en forma confiable y segura, así mismo, dentro
de esta región podemos determinar un área de
operación óptima del generador limitada por el
ángulo de factor de potencia.
Básicamente los límites de operación se
representan por cinco curvas que son las
siguientes:
•
•
•
•
•
Corriente máxima del estator.
Potencia máxima del motor primo.
Corriente máxima de excitación.
Corriente mínima de excitación.
Límite de estabilidad
En esta carta de operación se puede
determinar las diferentes combinaciones de
potencia activa y reactiva que pueden ser
producidos por el generador a diferentes factores
de potencia y ángulos de torque.
La potencia reactiva positiva es suministrada
por el generador y es la zona de sobrexcitación
donde el generador funciona con factor de potencia
inductivo mientras que la potencia reactiva negativa
es alimentada dentro del generador desde el
sistema de potencia y es la zona de subexcitación
donde el generador trabaja con factor de potencia
capacitivo.
Por ejemplo, debido a la presencia del límite
de corriente de excitación en la zona de
sobrexcitación no podemos mantener la misma
potencia aparente a un factor de potencia inductivo
más bajo. Al acercarse el punto de operación a
este límite, se producirá un aumento de
temperatura en el bobinado del rotor; por lo
expuesto, podemos concluir que la capacidad de
generación de la unidad es reducida para un bajo
factor de potencia en retraso.
En la zona subexcitada una corriente de
excitación muy baja puede hacer que la unidad
salga fuera de paso debido a la pérdida de torque
magnético, también si el generador sufriera una
disminución de la corriente de campo el generador
seguiría entregando potencia activa debido a la
potencia de la turbina, pero absorbería del sistema
potencia reactiva para mantener la excitación, este
evento puede producir un sobrecalentamiento en
el hierro del estator.
Como se puede ver una correcta lectura de
las Cartas de Operación nos permite determinar
el sistema de protección adecuado para la unidad
que asegure el trabajo dentro de los límites
permisibles de operación.
POTENCIA ACTIVA - P
Lím ite m áxim o de corriente del estator
Lím ite m áxim o de la turbina
M edida en bornes del generador
P unto de factor de potencia nom inal
L ím ite teó rico
d e estab ilid ad
L ím ite p ráctico
d e estab ilid ad
REGIÓN
OPTIMA DE
OPERACIÓN
Lím ite m áxim o de la corriente de
excitación
C írculo de reaccion
corriente de excitación cero
Lím ite m ínim o de la corriente de
excitación
V 2 /X q
V 2 /X d
POTENCIA REACTIVA - Q
Fig. 1: Carta de operación un generador síncrono de polos salientes
152
Memorias - XVII CONIMERA
unidad generadora podemos tomar como límite
la potencia efectiva del generador
3.2 Metodología
3.2.1 Determinación de la corriente máxima
del estator
La corriente en el devanado del estator
produce una elevación de la temperatura del
conductor y su ambiente circundante, sin embargo,
a pesar de la presencia de los sistemas de
enfriamiento del generador, existe una corriente
máxima (Iamax) que si se excede provocará que
la temperatura de los devanados del estator
alcance niveles altos suficientes para dañar el
sistema de aislamiento de la máquina.
En muchos casos para establecer la carta
de operación es conveniente considerar la corriente máxima del estator como la corriente nominal
establecida en el dato de placa del generador.
Entonces:
Iamax = Inom
Ec. 1
Gráficamente esta curva se representa por
una semicircunferencia de radio igual al valor de
la potencia nominal
Fig.3.- Límite de la potencia máxima del motor
primo.
3.2.3 Determinación de la corriente de
excitación máxima y mínima en
generadores de polos lisos
La fuerza electromotriz (FEM) inducida en
el estator está limitada por la corriente de
excitación que se encuentra restringida por el
calentamiento del devanado del rotor o por
características propias de la excitatriz.
El lugar geométrico de estos límites máximo
y mínimo para un generador síncrono de polos
lisos se puede encontrar utilizando las ecuaciones
de potencia específicas para el generador que se
originan a partir del diagrama fasorial que se
muestra en la fig. 4.
Ef
I a Xs
Fig. 2.- Lugar geométrico de la corriente máxima
del estator
I a Xs cos
Va
o
I a Xs sen
Ia
3.2.2 Determinación de la potencia del motor
máximo
Este límite esta determinado por la capacidad
de la máquina motriz (Turbina) debido a
limitaciones propias de fabricación, el cual le
impide entregar más que cierta cantidad de
potencia máxima.
El lugar geométrico de este límite se
representa mediante una recta paralela al eje Q,
a una distancia de magnitud igual a la potencia
máxima de la turbina. En la Fig. 3 podemos
observar como este lugar geométrico limita la
potencia activa que puede entregar el generador.
Al determinar la carta de operación para una
Fig. 4.- Diagrama fasorial simplificado de un
generador de polos lisos
Del diagrama fasorial podremos encontrar la
siguiente igualdad
Ia ⋅ Xs ⋅ Cos φ = Ef ⋅ Sen δ
Ec. 2
Luego:
P ⋅ Xs = Va ⋅ Ef ⋅ Senδ
Va ⋅ Ef ⋅ Senδ
P1φ =
Xs
Ec. 3
Ec. 4
153
Colegio de Ingenieros del Perú - CDL - Capítulo de Ingeniería Mecánica y Mecánica Eléctrica
De la misma manera:
Ia ⋅ Xs ⋅ Senφ + Va = Ef ⋅ Cosδ
Ec. 5
Luego:
Q ⋅ Xs = Va ⋅ Ef ⋅ Cosδ − Va 2
Q1φ =
Ec. 6
Va ⋅ Ef ⋅ Cosδ Va 2
−
Xs
Xs
Ec. 7
Operando las ecuaciones Ec. 04 y Ec. 07
para una potencia trifásica se obtiene la siguiente
expresión:

Va
2
P3φ +  Q3φ + 3 ⋅
Xs

2
2
2

 Ef ⋅ Va 
 = 9 ⋅ 
 Ec. 8
 Xs 

Esta ecuación representa una circunferencia
con centro en:
Po = 0 y
Q0 = −3⋅
Va 2
Xs
Ec. 9
Y con radio igual a:
r = 3⋅
Ef ⋅ Va
Xs
entre el punto (–3V a 2 /Xs, 0) y el origen de
coordenadas; esta distancia corresponde a la
excitación donde la FEM inducida es igual a la
tensión nominal (Ef = Vn) para un ángulo de torque
igual a cero (δ = 0).
El valor de la distancia obtenida en
centímetros del paso anterior corresponde al
equivalente de la corriente de excitación que
induce aquella FEM. Asimismo, a partir de la curva
de vacío se puede determinar la corriente de
excitación que induce en la armadura una FEM
igual al valor de la tensión nominal.
Con estos datos podemos encontrar el radio de
la corriente de excitación máxima a partir de la
siguiente relación:
Iexc (Ef = Vn) [A] = Iexc (Ef = Vn) [cm] = AO [cm]
I exc max [A]
Iexc max [cm]
AB [cm]
Ec. 12
Con el equivalente en centímetros de la
corriente de excitación máxima (AB), se determina
el radio de la circunferencia de excitación
constante máxima (ver fig. 6).
Ec. 10
Entonces el límite por corriente de excitación
máxima en un generador de polos lisos será
cuando:
Ef = Efmax
Ec. 11
La fig. 5 muestra el lugar geométrico para
este límite.
Fig. 6.- Construcción del lugar geométrico del
límite de la corriente máxima de excitación para
generadores de polos lisos
La excitatriz del generador es una máquina
de corriente continua, siendo imposible anular los
flujos residuales (magnetismo remanente); por
eso, aunque se anule la excitación siempre habrá
una FEM mínima inducida para contrarrestar esos
flujos residuales.
Fig. 5.- Lugar geométrico de la corriente
máxima de excitación para un generador de
polos lisos
En la práctica la determinación de la
corriente máxima de excitación se podrá encontrar
a través de relaciones apoyadas en los resultados
de la prueba de vacío.
Para determinar el radio de la
semicircunferencia, se deberá medir la distancia
154
Fig. 7.- Construcción del lugar geométrico del
límite de la corriente mínima de excitación para
generadores de polos lisos.
Memorias - XVII CONIMERA
En la práctica cuando no se conoce el valor
de la corriente mínima de excitación, se estima
entre un 5 a 10% de la corriente de excitación
máxima permisible (ver fig. 7).
entre los puntos: (-3Va2/Xq, 0) y (-3Va2/Xd, 0),
esta semicircunferencia corresponde a los
puntos donde la excitación es cero, a partir de
la cual la excitación del campo comenzara a
aumentar.
3.2.4 Determinación de la corriente de
excitación máxima y mínima en
generadores de polos salientes
Luego se mide la distancia comprendida entre
los puntos de (-3V a 2 /Xd, 0) y el origen de
coordenadas, esta distancia es la que
corresponde a la excitación donde la FEM Inducida
es igual a la tensión nominal con un ángulo de
torque igual a cero.
El lugar geométrico para determinar los
límites máximo y mínimo de excitación de un
generador síncrono de polos salientes, se obtiene
en forma similar al caso anterior, a partir del
diagrama fasorial simplificado (ver Fig. 8) y de las
ecuaciones de potencia específicas propias para
este tipo de generador.
El valor de la distancia obtenida corresponde
al equivalente de la corriente de excitación que
es inducida por la FEM. A partir de la curva de
vacío determinamos la corriente de excitación que
induce en la armadura una FEM igual al valor de
la tensión nominal.
Con estos datos podemos encontrar el radio
de la corriente máxima de excitación a partir de
la siguiente relación:
Fig. 8.- Diagrama fasorial simplificado de un
generador de polos salientes.
Iexc(Ef=Vn) {A} = Iexc (Ef = Vn) {cm} = AO(cm)
Iexc max {A}
Iexc max {cm}
AB(cm)
Donde:
Ec. 17
Va⋅ Ef  1 1 

+ − ⋅ cos(δ ) ⋅Va2  ⋅ sen(δ )
P3φ = 3
 Xd  Xq Xd

Ec. 13
Q3φ + 3 ⋅
Va ⋅ Ef  1

Va 2
1 
= 3
+ 
−
 ⋅ cos(δ ) ⋅ Va 2  ⋅ cos(δ )
Xq
Xd
Xq
Xd




Ec. 14
Con el equivalente en centímetros de la
corriente máxima de excitación se determina el
radio del limacon que se grafica variando el ángulo
de torque y manteniendo el trazo AB constante
en magnitud, es decir, desplazar el punto A sobre
la circunferencia tal como se puede apreciar en
la fig. 9.
Transformando a coordenadas polares:
Va ⋅ Ef  1

1 
 ⋅ cos(δ ) ⋅Va 2  Ec. 15
r = 3⋅ 
+ 
−
 Xq Xd 
 Xd

Obteniéndose la ecuación del limacon de
Pascal:
2
P3φ
2

Va 2 
 = r 2
+  Q3φ + 3 ⋅
Xq 

Ec. 16
Sin embargo igual al caso anterior, al no poder
contar con el valor de la tensión inducida (FEM),
se procede mediante un método práctico a
encontrar el límite por corriente máxima de
excitación.
Primero se grafica una semicircunferencia
donde los extremos del diámetro se encuentra
Fig. 9.- Construcción del lugar geométrico del
límite de la corriente máxima de excitación para
generadores de polos salientes
En la práctica cuando no se conoce el valor
de la corriente mínima de excitación se estima
como un 5 a 10% de la corriente máxima de
excitación y se procede en forma similar al caso
anterior (Ver Fig. 10).
155
Colegio de Ingenieros del Perú - CDL - Capítulo de Ingeniería Mecánica y Mecánica Eléctrica
3.2.6 Determinación del límite de estabilidad
en generadores de polos salientes
A partir de la Ec. 132 se puede graficar la
característica potencia-ángulo. En la Fig. 12 se
observa que el primer término es el mismo que
se obtiene para una máquina de rotor cilíndrico,
mientras que el segundo término introduce el
efecto de los polos salientes, este término es la
potencia que corresponde al par de reluctancia,
nótese que el
par
de reluctancia es
independiente de la excitación de campo.
Fig. 10.- Construcción del lugar geométrico del
límite de la corriente mínima de excitación para
Generadores de polos salientes.
3.2.5 Determinación del límite de estabilidad
en generadores de polos lisos
La potencia producida por un generador
síncrono también depende del ángulo de torque
(δ) definido entre la tensión en bornes del
generador y la FEM inducida, según se muestra
en la Ec. 4. La potencia máxima que puede
suministrar el generador corresponde a un δ = 90°.
Normalmente los generadores no se acercan a
este límite siendo los ángulos típicos de torque
entre 15 a 20º a plena carga.
Volviendo a las cartas de operación, este
límite teórico corresponde a una línea paralela al
eje de la potencia activa en el punto (-3Va2/Xs,
0). El límite práctico de estabilidad se obtiene
trazando circunferencias para diferentes valores
de potencia, luego a partir de la intercepción de
estas circunferencias con el límite de estabilidad
teórico, se decrementa cada potencia máxima en
un 10 a 20% de la potencia activa nominal. Los
puntos obtenidos se trasladan horizontalmente,
hasta interceptar con la circunferencia
correspondiente. El lugar geométrico resultante
de la unión de los puntos corresponde al límite
de estabilidad permanente práctico (ver Fig. 11).
Fig. 12.- Curvas característica Potencia-Angulo
En la Fig. 13 a partir del punto (–3Va2/Xq, 0)
se trazan líneas rectas a diferentes ángulos. Los
puntos de intersección de estas líneas rectas con
la circunferencia de reacción de armadura se
trasladan, horizontalmente, hasta interceptar a la
misma circunferencia en su otro extremo. Los
nuevos puntos de intersección se trasladan,
verticalmente, hacia la intersección con su línea
recta correspondiente, la unión de estos puntos
corresponde al lugar geométrico del límite teórico
de estabilidad.
Fig 13.- Límite de estabilidad en generadores
de polos salientes
Fig 11.- Límite de estabilidad en generadores de
polos lisos
156
Se fija un límite de seguridad disminuyendo
él limite teórico entre un 10% a 20% de la potencia
nominal, entonces, se grafican limacones para
distintos valores de Ef; desde el punto de
Memorias - XVII CONIMERA
intersección entre el límite de estabilidad teórico
y los limacones se grafica una línea vertical con
la disminución porcentual fijada, luego se traslada
este punto horizontalmente, hasta interceptar el
limacon correspondiente, se procede de la misma
manera con los otros limacones. Finalmente la
unión de los puntos resultantes generan el límite
práctico de estabilidad.
3.2.7 Ensayos de vacío y corto circuito
Mediante estas dos pruebas ampliamente
conocidas es posible encontrar la reactancia
síncrona no satura en el eje directo (Xd)
La diferencia de velocidad entre el campo
giratorio y la velocidad del rotor da lugar a que
los ejes del campo de inducido coincidan con los
campos inductores o estén en cuadratura con
estos.
A medida que los polos del rotor se deslizan
lentamente entre los consiguientes polos
producidos por la corriente del estator los dos
juegos de polos estarán alternativamente en línea
y en cuadratura espacial. Cuando están en línea
la fuerza magnetomotriz (FMM) generada actúa
sobre el circuito magnético principal y en ese
instante la tensión aplicada al estator dividida por
la corriente del estator será igual a Xd. En el
instante que los dos juegos de polos están en
cuadratura espacial la tensión aplicada al estator
dividida por la correspondiente corriente del estator
será igual a Xq.
Fig. 14.- Curvas característica de los ensayos de
Vacío y Corto circuito.
A partir de la Fig. 14 podemos determinar
este parámetro:
Xd = Icc/Io
Ec. 18
Fig 15.- Variaciones de tensión y corriente
durante la prueba de deslizamiento.
3.2.8 Ensayo de deslizamiento
Cuando se este trabajando con generadores
de polos salientes y no se tenga el valor de la
reactancia en cuadratura, es necesario encontrarla
a partir de pruebas de campo.
En la Fig. 15 se muestra las variaciones de
la tensión y la corriente en el estator a partir de
las cuales se encuentra los parámetros que
buscamos de acuerdo a las siguientes ecuaciones:
Xd
Existen diversos métodos, siendo el ensayo
de Deslizamiento el que se presenta como la mejor
opción tomando en cuenta la precisión requerida,
la salvaguarda de la máquina y el requerimiento
de equipos para la implementación de la prueba.
El ensayo de deslizamiento consiste en
hacer girar el rotor a una velocidad ligeramente
diferente a la velocidad síncrona, con el circuito
de campo abierto y los bobinados del estator
energizados con una fuente de potencia trifásica,
de secuencia positiva, balanceada, a frecuencia
nominal y tensión aproximadamente a un 25% de
la tensión nominal.
=
Xq =
V
I
max
Ec. 19
min
Vmin
I max
Ec. 20
3.2.9 Pruebas de calentamiento y capacidad
de generación de reactivos
Estas pruebas se realizan para comprobar
que los límites encontrados teóricamente no son
inferiores en ningún caso a los encontrados en
las pruebas y también para determinar los
alcances de mejoramiento que podrían ser
realizadas en la unidad.
157
Colegio de Ingenieros del Perú - CDL - Capítulo de Ingeniería Mecánica y Mecánica Eléctrica
La prueba de calentamiento se realiza para
determinar el incremento de temperatura para
diferentes condiciones de carga y establecer los
límites de las corrientes del estator y rotor en
función de la temperatura alcanzada por la unidad.
Para nuestro caso es conveniente realizar la
prueba para factores de potencia cercanos al
nominal con la finalidad de contrastar los límites
de temperatura del rotor y estator, así como los
demás componentes de la unidad.
La información obtenida es el incremento de
temperatura en puntos específicos de carga, este
incremento de temperatura es respecto a alguna
referencia; la temperatura de referencia puede ser
la temperatura ambiente o temperatura de
ambiente interno de la máquina y representa la
temperatura inicial en la Fig.16.
Fig. 16.- Curva característica de la prueba de
calentamiento
Las pruebas de capacidad de reactivos se
realizan para la tensión mínima y máxima del
generador, donde se puede definir los factores
limitantes tales como los servicios auxiliares y
las condiciones de operación del sistema que no
permiten intensificar los reactivos de acuerdo a
su curva de capacidad teórica. Según los
resultados se pueden plantear mejoramientos tales
como la optimización del tap de los
transformadores de la central y posibles
degradaciones del aislamiento del campo.
diferentes condiciones de operación y permitir el
planteamiento de posibles mejoras en la turbina,
estator y/o rotor.
El software de aplicación DiagPQ V1.1 se
presenta como una herramienta útil para el
desarrollo de las cartas de operación de
generadores síncronos de polos salientes. El
programa está desarrollado en lenguaje Visual
Basic, el cual brinda las herramientas necesarias
para el diseño del programa que nos permita una
interacción amigable y una presentación rápida
de los resultados.
Fig. 17.- Ingreso de datos al programa DiagPQ
Se han elaborado ventanas que permiten la
interacción y el ingreso de la información en un
ambiente amigable para el usuario (ver Fig. 17).
El programa puede generar, abrir o guardar
archivos, ingresar datos, definir escalas de
visualización, impresión a escala, entre otras
opciones.
3.2.10 Aplicación de software DiagPQ para
la construcción de las cartas de
operación
Las cartas de operación se pueden realizar
en un papel milimetrado a mano alzada, pero se
requiere de paciencia, mucho trabajo y las gráficas
pueden tener cierto grado de error, por ello, con
la ayuda de un software se pude realizar la
construcción de estas gráficas en forma rápida
y con un alto grado de exactitud.
Otra de las razones de contar con un
software aplicativo es el análisis de las cartas a
158
Fig. 18.- Menú de ayuda para manejo del
programa
El programa cuenta con un menú de ayuda
que permite guiar al usuario en el manejo del
programa e información teórica para la interpretación de las cartas de operación (Ver Fig. 18).
Memorias - XVII CONIMERA
Una vez ingresado los datos se muestra la
carta de operación, esta puede ser ajustada para
mejor visualización en la pantalla. La carta se
muestra en valores reales y tiene un puntero que
indica en todo momento la potencia activa y
reactiva dentro de la región de operación. Asimismo
esta carta puede ser almacenada en un archivo
con extensión «dpq» y finalmente puede ser
impresa a escala según requerimiento (ver Fig.
19).
operación, cumpliendo así, el objetivo para el que
fue diseñado, sin embargo, adicionalmente puede
emplearse para analizar el comportamiento de
generadores simulando diferentes condiciones de
operación y puede ser proyectado para su
utilización en tiempo real.
5.
Recomendaciones
Este método explica la construcción de las
cartas de operación en forma práctica, con lo cual
no es necesario el requerimiento de un software;
sin embargo si se requiere mayor precisión y
análisis el software se presenta como una
herramienta útil para este objetivo.
La prueba de deslizamiento requiere de una
fuente trifásica; si la central cuenta con más de
dos unidades de generación esta fuente puede
obtenerse de una de ellas y utilizar otra unidad
para la prueba.
Fig. 19.- Visualización de la carta de operación
En base a este software actualmente se esta
proyectando en EGASA introducir esta carta de
operación en el sistema SCADA para la
visualización en tiempo real de las cartas de
operación de las unidades de la C.H. Charcani
V.
4.
Conclusiones
Por lo expuesto se nota que es importante
que las unidades de generación operen de acuerdo
a su carta de operación y dentro de la región óptima
para asegurar la confiabilidad y no dañar la vida
útil del generador.
El método explicado puede ser implementado fácilmente y a costo mínimo para obtener
los límites de operación de la unidad con bastante
precisión.
Si se cuenta con una base de datos detallada
y los protocolos de las pruebas de puesta en
servicio del generador es posible construir la carta
de operación sin requerir mayores pruebas en la
unidad.
El software de aplicación DiagPQ V 1.1, es
útil para la construcción de las cartas de
Para la ejecución de los ensayos de vacío,
cortocircuito, deslizamiento y calentamiento es
preferible seguir las recomendaciones del
estándar IEEE std 115-1995 (R2002), Test
Procedures For Synchronous Machines.
6.
Bibliografía
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Febrero 1994.
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Evaluation, IEEE Transactions on Power
System, Vol 9, Nº 1, Enero 1994.
IEEE Std 492-1999, Guide for Operation and
maintenance of hydrogenerators.
IEEE Std 115-1995, Test Procedures For
Synchronous Machines (Rev. 2002).
A. E. Fitzgerald, Máquinas Eléctricas, McGrawHill, 1992.
José Ramírez Vázquez, Máquinas de Corriente
Alterna, Ediciones CEAC, 1994.
Gilberto Enríquez Harper, Máquinas Síncronas,
Editorial Limusa, 1983.
S. A. Nasar, Máquinas Eléctricas, Editorial
Continental, 1993.
159
Colegio de Ingenieros del Perú - CDL - Capítulo de Ingeniería Mecánica y Mecánica Eléctrica
ANEXO 01
DESIGNACION DE VARIABLES ADOPTADAS EN EL PRESENTE TRABAJO
Símbolo
Unidad
Primera
Ecuación
Iamax
Corriente máxima del estator
A
Ec. 1
Inom
Corriente nominal del estator
A
Ec. 1
Ia
Corriente del estator
A
Ec. 2
Xs
Reactancia síncrona
Ohm
p.u.
Ec. 2
φ
Angulo del factor de potencia
grados
Ec. 2
Ef
Fuerza electromotriz inducida
V
Ec. 2
δ
Angulo de torque.
Angulo de potencia
grados
Ec. 2
P
Potencia activa
W
Ec. 3
Va
Tensión en bornes del estator.
Tensión de armadura
V
Ec. 3
P1φ
Potencia activa monofásica
W
Ec. 4
Q
Potencia reactiva
Var
Ec. 6
Q1φ
Potencia reactiva monofásica
Var
Ec. 7
P3φ
Potencia activa trifásica
W
Ec. 8
Q3φ
Potencia reactiva trifásica
Var
Ec. 8
Fuerza electromotriz inducida máxima
V
Ec. 11
Iexc (Ef = Vn)
Corriente de excitación en vacío
A
Ec. 12
I exc max
Corriente de excitación máxima
A
Ec. 12
Efmax
Xd
Xq
Icc
Io
Vmax
Imin
Vmin
Imax
160
Descripción
Reactancia síncrona en el eje directo
Reactancia síncrona en el eje de
cuadratura
Corriente de corto circuito a la
corriente nominal del generador
Corriente de vacío a la tensión
nominal del generador
Tensión máxima en el estator durante
la prueba de deslizamiento
Corriente mínima en el estator
durante la prueba de deslizamiento
Tensión mínima en el estator durante
la prueba de deslizamiento
Corriente máxima en el estator
durante la prueba de deslizamiento
Ohm
p.u.
Ohm
p.u.
Ec. 13
Ec. 13
A
Ec. 18
A
Ec. 18
V
Ec. 19
A
Ec. 19
V
Ec. 20
A
Ec. 20
Memorias - XVII CONIMERA
ANEXO 02
CENTRAL HIDROELÉCTRICA DE HUINCO - GRUPO N° 01
RESULTADOS DE LAS PRUEBAS CAMPO Y CARTA DE OPERACION
1.- DATOS DE PLACA
GENERADOR
EXCITATRIZ PRINCIPAL
Marca
BBC
Tipo
W 300/14
N° de fabricación
B 66425
Año de fabricación
1964
Potencia
85 MVA
Tensión
12,5 ± 5% kV
Corriente
Factor de potencia
3930 A
0,76
Tensión Excitación
250 V
Corriente excitación
930 A
Revoluciones
Frecuencia
Marca
BBC
Tipo
G98B
N° de fabricación
Año de fabricación
Potencia
A 603398
1963
435 kW
Tensión
305 V
Corriente
Revoluciones
1130 A
514 / 950 rpm
514 / 950 rpm
60 Hz
2.- PRUEBA DE VACIÓ Y CORTOCIRCUITO
DESCRIPCIÓN
Valores determinados a partir de las curvas características
Corriente de excitación saturada para la tensión nominal
Corriente de excitación no saturada para la tensión nominal
Corriente de excitación para la corriente nominal del estator
Valores calculados
Reactancia síncrona en el eje directo saturada (p.u.)
Reactancia síncrona en el eje directo no saturada (p.u.)
Reactancia síncrona en el eje directo no saturada (Ohm)
SIMBOLO
VALOR
Io (sat)
Io (nsat)
Icc
419,0 A
382,8 A
503,0 A
Xds = Icc/Io (sat)
Xd = Icc/Io (nsat)
Xdr = (Vnom2/Snom)xXd
1,20 p.u.
1,32 p.u.
2,426 Ohm
SIMBOLO
VALOR
RV = Vmin/Vmax
RI = Imin/Imax
0,801
0,773
Xq/Xd = RV x RI
Xq = RV x RI x Xd
Xqr = (Vnom2/Snom)xXq
0,619
0,82 p.u.
1,507 Ohm
3.- PRUEBA DE DESLIZAMIENTO
DESCRIPCIÓN
Valores medidos
Relación de tensiones del estator
Relación de corrientes del estator
Valores calculados
Relación de reactancias síncronas
Reactancia síncrona en el eje de cuadratura no saturada (p.u)
Reactancia síncrona en el eje de cuadratura no saturada (ohm)
4.- PRUEBA DE CALENTAMIENTO
DESCRIPCIÓN
SIMBOLO
VALOR
Valores medidos
Temperatura del bobinado estatórico a 50 % de carga (42,2 MVA)
Temperatura del bobinado estatórico a 74,6 % de carga (63,4 MVA)
Temperatura del bobinado estatórico a 98,9 % de carga (84,1 MVA)
T1
T2
T3
63,0 °C
77,0 °C
94,5 °C
Corriente de excitación a: 84,1 MVA, 12,2 kV y 0,76 de fdp
Iexc
900 A
Valores calculados
Incremento de temperatura a potencia nominal
T
42,9 °C
5.- LIMITES DE CAPACIDAD DEL GENERADOR
DESCRIPCIÓN
Corriente máxima de armadura
Potencia máxima de turbina
VALOR
3930
68 MW
Máxima corriente de excitación
880 A
Mínima corriente de excitación
5%
Límite de estabilidad
10%
PROCEDENCIA
Dato de placa del generador
Valor máximo medido en bornes del generador
(Unidad Equipos Hidromecánicos - Noviembre 1997)
Prueba de vacio y calentamiento
Máxima corriente de excitación
Límite teórico de estabilidad permanente
161
Colegio de Ingenieros del Perú - CDL - Capítulo de Ingeniería Mecánica y Mecánica Eléctrica
162
Memorias - XVII CONIMERA
ANEXO 03
COMPARACION DE CARTAS DE OPERACIÓN DE LA C.H. CHARCANI V
Carta de operación entregada por el fabricante
Carta de operación generada a partir del programa Diag PQ V1.1
163