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/guzlopster@gmail.com guzlopnano@gmail.com facebook.com/guzlop twitter.com/guzlopster428 4071 - 999 921 348Lima - Perú

PROYECTO LIBRO DIGITAL (PLD)

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En el aspecto legal:• Las autoras o autores ceden sus derechos para esta edición digital, sin perder su autoría, permitiendo que su obra sea puesta en internet como descarga gratuita.• Las autoras o autores pueden hacer nuevas ediciones basadas o no en esta versión digital.

Lima - Perú, enero del 2011

“El conocimiento es útil solo si se difunde y aplica” Víctor López Guzmán Editor

Memorias - XVII CONIMERA

151

1. Introducción

El trabajo detalla la metodología empleadaen centrales hidroeléctricas para la determinaciónde las cartas de operación de sus unidades.

En el punto tres del presente trabajo seexponen las bases teóricas donde se muestra lacarta de operación y su interpretación para laoperación segura de la unidad, luego se indicala metodología para encontrar los limites deoperación del generador. En caso que se requieranencontrar los parámetros del generador para podergraficar la carta de operación y comprobar loslímites en función de las condiciones operativasde la planta; se definen las pruebas de campoa realizar.

Finalmente se muestra el diseño de las cartasde operación mediante el uso de un softwareespecialmente elaborado para este fin.

2. Planteamiento del problema

Las cartas de operación de un generador,son gráficas que determinan la región de operaciónestable de una maquina; por tal razón, es muyimportante que todas las salas de despacho deenergía tengan esta información para lasoperaciones diarias de la unidad generadora enel sistema de potencia. Así mismo, estas cartasnos proporcionan información de los límites deoperatividad de la unidad generadora, que permiten

tomar decisiones en cuanto al grado de repoten-ciación que se puede efectuar en la máquina.

Existen unidades generadoras en lasempresas peruanas que están en servicio hacemás de cuarenta años y gran parte de lainformación de la unidad generador-turbinaentregada por el fabricante no ha sido suficienteo se ha extraviado en el tiempo.

Con el paso del tiempo las capacidadesnominales de las máquinas pueden cambiar porrazones de renovación o normal deterioro.

Asimismo, las curvas de capacidad dereactivos entregadas por el fabricante, están enfunción de los parámetros de diseño de lasmáquinas y no consideran la planta y lascondiciones de los sistemas de operación comofactores limitantes.

3. Propuesta de solución

Lo anteriormente expuesto genera lanecesidad de actualizar estas curvas a las nuevascondiciones operativas de las unidadesgeneradoras; realizando pruebas de campo en lasunidades para la obtención de los parámetros quepudieran faltar y así elaborar la carta de operación.

A continuación se expone una breveinterpretación de la carta de operación para luegodefinir la metodología a seguir.

Determinación de la carta de operación de un generadorsincrono mediante pruebas de campo y diseño asistido

por computadora

Ing. Gerson La Torre García - CIP 41816EGASA Arequipa – Perúglatorre@egasa.com.pe

Resumen.- La habilidad de producir energía eléctrica de un generador en estadoestacionario queda limitada principalmente por el calentamiento del devanado dearmadura, del devanado de campo, de la capacidad del motor primo y de lasrestricciones operativas del sistema. Estos límites se pueden mostrar gráficamentea través de la carta de operación del generador.El presente trabajo trata sobre la determinación de la carta de operación de ungenerador síncrono de polos salientes en base a pruebas de campo, métodosprácticos de construcción de las curvas de capacidad, datos técnicos de la unidadgeneradora y mediante la ayuda de un software especialmente elaborado para talfin que nos permite el diseño a escala de la carta de operación.La metodología empleada ha sido practicada en hidrogeneradores en lo referentea las pruebas de campo, sin embargo estas pueden ser fácilmente aplicables ageneradores síncronos de polos lisos o polos salientes con diferentes motoresprimos.

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3.1 Interpretación de la carta deoperación

En la fig. 1, se observa una carta de operaciónde un generador síncrono, en el podemos ver quela intersección de los límites de operacióndeterminan la región sobre la cual la máquina operaen forma confiable y segura, así mismo, dentrode esta región podemos determinar un área deoperación óptima del generador limitada por elángulo de factor de potencia.

Básicamente los límites de operación serepresentan por cinco curvas que son lassiguientes:

• 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 puededeterminar las diferentes combinaciones depotencia activa y reactiva que pueden serproducidos por el generador a diferentes factoresde potencia y ángulos de torque.

La potencia reactiva positiva es suministradapor el generador y es la zona de sobrexcitacióndonde el generador funciona con factor de potenciainductivo mientras que la potencia reactiva negativa

es alimentada dentro del generador desde elsistema de potencia y es la zona de subexcitacióndonde el generador trabaja con factor de potenciacapacitivo.

Por ejemplo, debido a la presencia del límitede corriente de excitación en la zona desobrexcitación no podemos mantener la mismapotencia aparente a un factor de potencia inductivomás bajo. Al acercarse el punto de operación aeste límite, se producirá un aumento detemperatura en el bobinado del rotor; por loexpuesto, podemos concluir que la capacidad degeneración de la unidad es reducida para un bajofactor de potencia en retraso.

En la zona subexcitada una corriente deexcitación muy baja puede hacer que la unidadsalga fuera de paso debido a la pérdida de torquemagnético, también si el generador sufriera unadisminución de la corriente de campo el generadorseguiría entregando potencia activa debido a lapotencia de la turbina, pero absorbería del sistemapotencia reactiva para mantener la excitación, esteevento puede producir un sobrecalentamiento enel hierro del estator.

Como se puede ver una correcta lectura delas Cartas de Operación nos permite determinarel sistema de protección adecuado para la unidadque asegure el trabajo dentro de los límitespermisibles de operación.

POTENCIA ACTIVA - P

POTENCIA REACTIVA - QV 2/X q V 2/X d

Lím ite m áxim o de la turb ina

M edida en bornes de l generador

P unto de factor de potencia nom inal

Lím ite m áxim o de la corriente deexcitación

Lím ite m ín im o de la corriente deexcitación

L ím ite p rác ticode es tab ilidad

L ím ite teó ricode es tab ilidad

Lím ite m áxim o de corriente de l estator

C írcu lo de reaccion

corriente de excitación cero

REGIÓN OPTIMA DE OPERACIÓN

Fig. 1: Carta de operación un generador síncrono de polos salientes

Memorias - XVII CONIMERA

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3.2 Metodología

3.2.1 Determinación de la corriente máxima del estator

La corriente en el devanado del estatorproduce una elevación de la temperatura delconductor y su ambiente circundante, sin embargo,a pesar de la presencia de los sistemas deenfriamiento del generador, existe una corrientemáxima (Iamax) que si se excede provocará quela temperatura de los devanados del estatoralcance niveles altos suficientes para dañar elsistema de aislamiento de la máquina.

En muchos casos para establecer la cartade operación es conveniente considerar la corrien-te máxima del estator como la corriente nominalestablecida en el dato de placa del generador.

Entonces: Iamax = Inom Ec. 1

Gráficamente esta curva se representa poruna semicircunferencia de radio igual al valor dela potencia nominal

unidad generadora podemos tomar como límitela potencia efectiva del generador

Fig. 2.- Lugar geométrico de la corriente máximadel estator

3.2.2 Determinación de la potencia del motor máximo

Este límite esta determinado por la capacidadde la máquina motriz (Turbina) debido alimitaciones propias de fabricación, el cual leimpide entregar más que cierta cantidad depotencia máxima.

El lugar geométrico de este límite serepresenta mediante una recta paralela al eje Q,a una distancia de magnitud igual a la potenciamáxima de la turbina. En la Fig. 3 podemosobservar como este lugar geométrico limita lapotencia activa que puede entregar el generador.Al determinar la carta de operación para una

Fig.3.- Límite de la potencia máxima del motorprimo.

3.2.3 Determinación de la corriente de excitación máxima y mínima en generadores de polos lisos

La fuerza electromotriz (FEM) inducida enel estator está limitada por la corriente deexcitación que se encuentra restringida por elcalentamiento del devanado del rotor o porcaracterísticas propias de la excitatriz.

El lugar geométrico de estos límites máximoy mínimo para un generador síncrono de poloslisos se puede encontrar utilizando las ecuacionesde potencia específicas para el generador que seoriginan a partir del diagrama fasorial que semuestra en la fig. 4.

Ia

Vo a

XaI s

Ef

sIaX cos

aI senXs

Fig. 4.- Diagrama fasorial simplificado de ungenerador de polos lisos

Del diagrama fasorial podremos encontrar lasiguiente igualdad

δφ SenEfCosXsIa ⋅=⋅⋅ Ec. 2

Luego:

Xs

SenEfVaP

SenEfVaXsP

δδ

φ⋅⋅=

⋅⋅=⋅

1

Ec. 3

Ec. 4

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154

De la misma manera:

δφ CosEfVaSenXsIa ⋅=+⋅⋅ Ec. 5

Luego:

Ec. 6

Ec. 7

Operando las ecuaciones Ec. 04 y Ec. 07para una potencia trifásica se obtiene la siguienteexpresión:

222

32

3 93

⋅⋅=

⋅++

Xs

VaEf

Xs

VaQP φφ Ec. 8

Esta ecuación representa una circunferenciacon centro en:

Po = 0 y Xs

VaQ

2

0 3 ⋅−= Ec. 9

Y con radio igual a:

Xs

VaEfr

⋅⋅= 3 Ec. 10

Entonces el límite por corriente de excitaciónmáxima en un generador de polos lisos serácuando:

Ef = Efmax Ec. 11

La fig. 5 muestra el lugar geométrico paraeste límite.

entre el punto (–3Va2/Xs, 0) y el origen de

coordenadas; esta distancia corresponde a laexcitación donde la FEM inducida es igual a latensión nominal (Ef = Vn) para un ángulo de torqueigual a cero (δ = 0).

El valor de la distancia obtenida encentímetros del paso anterior corresponde alequivalente de la corriente de excitación queinduce aquella FEM. Asimismo, a partir de la curvade vacío se puede determinar la corriente deexcitación que induce en la armadura una FEMigual al valor de la tensión nominal.

Con estos datos podemos encontrar el radio dela corriente de excitación máxima a partir de lasiguiente 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 lacorriente de excitación máxima (AB), se determinael radio de la circunferencia de excitaciónconstante máxima (ver fig. 6).

Xs

Va

Xs

CosEfVaQ

VaCosEfVaXsQ2

1

2

−⋅⋅=

−⋅⋅=⋅

δδ

φ

Fig. 5.- Lugar geométrico de la corrientemáxima de excitación para un generador de

polos lisos

En la práctica la determinación de lacorriente máxima de excitación se podrá encontrara través de relaciones apoyadas en los resultadosde la prueba de vacío.

Para determinar el radio de lasemicircunferencia, se deberá medir la distancia

Fig. 6.- Construcción del lugar geométrico dellímite de la corriente máxima de excitación para

generadores de polos lisos

La excitatriz del generador es una máquinade corriente continua, siendo imposible anular losflujos residuales (magnetismo remanente); poreso, aunque se anule la excitación siempre habráuna FEM mínima inducida para contrarrestar esosflujos residuales.

Fig. 7.- Construcción del lugar geométrico dellímite de la corriente mínima de excitación para

generadores de polos lisos.

Memorias - XVII CONIMERA

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En la práctica cuando no se conoce el valorde la corriente mínima de excitación, se estimaentre un 5 a 10% de la corriente de excitaciónmáxima permisible (ver fig. 7).

3.2.4 Determinación de la corriente de excitación máxima y mínima en generadores de polos salientes

El lugar geométrico para determinar loslímites máximo y mínimo de excitación de ungenerador síncrono de polos salientes, se obtieneen forma similar al caso anterior, a partir deldiagrama fasorial simplificado (ver Fig. 8) y de lasecuaciones de potencia específicas propias paraeste tipo de generador.

entre los puntos: (-3Va2/Xq, 0) y (-3Va

2/Xd, 0),esta semicircunferencia corresponde a lospuntos donde la excitación es cero, a partir dela cual la excitación del campo comenzara aaumentar.

Luego se mide la distancia comprendida entrelos puntos de (-3Va

2/Xd, 0) y el origen decoordenadas, esta distancia es la quecorresponde a la excitación donde la FEM Inducidaes igual a la tensión nominal con un ángulo detorque igual a cero.

El valor de la distancia obtenida correspondeal equivalente de la corriente de excitación quees inducida por la FEM. A partir de la curva devacío determinamos la corriente de excitación queinduce en la armadura una FEM igual al valor dela tensión nominal.

Con estos datos podemos encontrar el radiode la corriente máxima de excitación a partir dela siguiente relación:

Iexc(Ef=Vn) {A} = Iexc (Ef = Vn) {cm} = AO(cm) Iexc max {A} Iexc max {cm} AB(cm)

Ec. 17

Con el equivalente en centímetros de lacorriente máxima de excitación se determina elradio del limacon que se grafica variando el ángulode torque y manteniendo el trazo AB constanteen magnitud, es decir, desplazar el punto A sobrela circunferencia tal como se puede apreciar enla fig. 9.

Fig. 8.- Diagrama fasorial simplificado de ungenerador de polos salientes.

Donde:

)()cos(11

3 23 δδφ senVa

XdXqXdEfVa

P ⋅

⋅⋅

−+⋅=

Ec. 13

)cos()cos(11

33 22

3 δδφ ⋅

⋅⋅

−+⋅=⋅+ VaXdXqXd

EfVa

Xq

VaQ

Ec. 14

Transformando a coordenadas polares:

⋅⋅

−+

⋅⋅= 2)cos(

113 Va

XdXqXd

EfVar δ Ec. 15

Obteniéndose la ecuación del limacon dePascal:

2

22

32

3 3 rXq

VaQP =

⋅++ φφ Ec. 16

Sin embargo igual al caso anterior, al no podercontar con el valor de la tensión inducida (FEM),se procede mediante un método práctico aencontrar el límite por corriente máxima deexcitación.

Primero se grafica una semicircunferenciadonde los extremos del diámetro se encuentra

Fig. 9.- Construcción del lugar geométrico dellímite de la corriente máxima de excitación para

generadores de polos salientes

En la práctica cuando no se conoce el valorde la corriente mínima de excitación se estimacomo un 5 a 10% de la corriente máxima deexcitación y se procede en forma similar al casoanterior (Ver Fig. 10).

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Fig. 10.- Construcción del lugar geométrico dellímite de la corriente mínima de excitación para

Generadores de polos salientes.

3.2.5 Determinación del límite de estabilidaden generadores de polos lisos

La potencia producida por un generadorsíncrono también depende del ángulo de torque(δ) definido entre la tensión en bornes delgenerador y la FEM inducida, según se muestraen la Ec. 4. La potencia máxima que puedesuministrar el generador corresponde a un δ = 90°.Normalmente los generadores no se acercan aeste límite siendo los ángulos típicos de torqueentre 15 a 20º a plena carga.

Volviendo a las cartas de operación, estelímite teórico corresponde a una línea paralela aleje de la potencia activa en el punto (-3Va2/Xs,0). El límite práctico de estabilidad se obtienetrazando circunferencias para diferentes valoresde potencia, luego a partir de la intercepción deestas circunferencias con el límite de estabilidadteórico, se decrementa cada potencia máxima enun 10 a 20% de la potencia activa nominal. Lospuntos obtenidos se trasladan horizontalmente,hasta interceptar con la circunferenciacorrespondiente. El lugar geométrico resultantede la unión de los puntos corresponde al límitede estabilidad permanente práctico (ver Fig. 11).

3.2.6 Determinación del límite de estabilidaden generadores de polos salientes

A partir de la Ec. 132 se puede graficar lacaracterística potencia-ángulo. En la Fig. 12 seobserva que el primer término es el mismo quese obtiene para una máquina de rotor cilíndrico,mientras que el segundo término introduce elefecto de los polos salientes, este término es lapotencia que corresponde al par de reluctancia,nótese que el par de reluctancia esindependiente de la excitación de campo.

Fig 11.- Límite de estabilidad en generadores depolos lisos

Fig. 12.- Curvas característica Potencia-Angulo

En la Fig. 13 a partir del punto (–3Va2/Xq, 0)se trazan líneas rectas a diferentes ángulos. Lospuntos de intersección de estas líneas rectas conla circunferencia de reacción de armadura setrasladan, horizontalmente, hasta interceptar a lamisma circunferencia en su otro extremo. Losnuevos puntos de intersección se trasladan,verticalmente, hacia la intersección con su línearecta correspondiente, la unión de estos puntoscorresponde al lugar geométrico del límite teóricode estabilidad.

Se fija un límite de seguridad disminuyendoél limite teórico entre un 10% a 20% de la potencianominal, entonces, se grafican limacones paradistintos valores de Ef; desde el punto de

Fig 13.- Límite de estabilidad en generadoresde polos salientes

Memorias - XVII CONIMERA

157

intersección entre el límite de estabilidad teóricoy los limacones se grafica una línea vertical conla disminución porcentual fijada, luego se trasladaeste punto horizontalmente, hasta interceptar ellimacon correspondiente, se procede de la mismamanera con los otros limacones. Finalmente launión de los puntos resultantes generan el límitepráctico de estabilidad.

3.2.7 Ensayos de vacío y corto circuito

Mediante estas dos pruebas ampliamenteconocidas es posible encontrar la reactanciasíncrona no satura en el eje directo (Xd)

La diferencia de velocidad entre el campogiratorio y la velocidad del rotor da lugar a quelos ejes del campo de inducido coincidan con loscampos inductores o estén en cuadratura conestos.

A medida que los polos del rotor se deslizanlentamente entre los consiguientes polosproducidos por la corriente del estator los dosjuegos de polos estarán alternativamente en líneay en cuadratura espacial. Cuando están en líneala fuerza magnetomotriz (FMM) generada actúasobre el circuito magnético principal y en eseinstante la tensión aplicada al estator dividida porla corriente del estator será igual a Xd. En elinstante que los dos juegos de polos están encuadratura espacial la tensión aplicada al estatordividida por la correspondiente corriente del estatorserá igual a Xq.

Fig. 14.- Curvas característica de los ensayos deVacío y Corto circuito.

A partir de la Fig. 14 podemos determinareste parámetro:

Xd = Icc/Io Ec. 18

3.2.8 Ensayo de deslizamiento

Cuando se este trabajando con generadoresde polos salientes y no se tenga el valor de lareactancia en cuadratura, es necesario encontrarlaa partir de pruebas de campo.

Existen diversos métodos, siendo el ensayode Deslizamiento el que se presenta como la mejoropción tomando en cuenta la precisión requerida,la salvaguarda de la máquina y el requerimientode equipos para la implementación de la prueba.

El ensayo de deslizamiento consiste enhacer girar el rotor a una velocidad ligeramentediferente a la velocidad síncrona, con el circuitode campo abierto y los bobinados del estatorenergizados con una fuente de potencia trifásica,de secuencia positiva, balanceada, a frecuencianominal y tensión aproximadamente a un 25% dela tensión nominal.

Fig 15.- Variaciones de tensión y corrientedurante la prueba de deslizamiento.

En la Fig. 15 se muestra las variaciones dela tensión y la corriente en el estator a partir delas cuales se encuentra los parámetros quebuscamos de acuerdo a las siguientes ecuaciones:

min

max

I

VXd = Ec. 19

max

min

I

VXq = Ec. 20

3.2.9 Pruebas de calentamiento y capacidad de generación de reactivos

Estas pruebas se realizan para comprobarque los límites encontrados teóricamente no soninferiores en ningún caso a los encontrados enlas pruebas y también para determinar losalcances de mejoramiento que podrían serrealizadas en la unidad.

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158

La prueba de calentamiento se realiza paradeterminar el incremento de temperatura paradiferentes condiciones de carga y establecer loslímites de las corrientes del estator y rotor enfunción de la temperatura alcanzada por la unidad.Para nuestro caso es conveniente realizar laprueba para factores de potencia cercanos alnominal con la finalidad de contrastar los límitesde temperatura del rotor y estator, así como losdemás componentes de la unidad.

La información obtenida es el incremento detemperatura en puntos específicos de carga, esteincremento de temperatura es respecto a algunareferencia; la temperatura de referencia puede serla temperatura ambiente o temperatura deambiente interno de la máquina y representa latemperatura inicial en la Fig.16.

diferentes condiciones de operación y permitir elplanteamiento de posibles mejoras en la turbina,estator y/o rotor.

El software de aplicación DiagPQ V1.1 sepresenta como una herramienta útil para eldesarrollo de las cartas de operación degeneradores síncronos de polos salientes. Elprograma está desarrollado en lenguaje VisualBasic, el cual brinda las herramientas necesariaspara el diseño del programa que nos permita unainteracción amigable y una presentación rápidade los resultados.

Fig. 16.- Curva característica de la prueba decalentamiento

Las pruebas de capacidad de reactivos serealizan para la tensión mínima y máxima delgenerador, donde se puede definir los factoreslimitantes tales como los servicios auxiliares ylas condiciones de operación del sistema que nopermiten intensificar los reactivos de acuerdo asu curva de capacidad teórica. Según losresultados se pueden plantear mejoramientos talescomo la optimización del tap de lostransformadores de la central y posiblesdegradaciones del aislamiento del campo.

3.2.10 Aplicación de software DiagPQ parala construcción de las cartas deoperación

Las cartas de operación se pueden realizaren un papel milimetrado a mano alzada, pero serequiere de paciencia, mucho trabajo y las gráficaspueden tener cierto grado de error, por ello, conla ayuda de un software se pude realizar laconstrucción de estas gráficas en forma rápiday con un alto grado de exactitud.

Otra de las razones de contar con unsoftware aplicativo es el análisis de las cartas a

Fig. 17.- Ingreso de datos al programa DiagPQ

Se han elaborado ventanas que permiten lainteracción y el ingreso de la información en unambiente amigable para el usuario (ver Fig. 17).El programa puede generar, abrir o guardararchivos, ingresar datos, definir escalas devisualización, impresión a escala, entre otrasopciones.

Fig. 18.- Menú de ayuda para manejo delprograma

El programa cuenta con un menú de ayudaque permite guiar al usuario en el manejo delprograma e información teórica para la interpre-tación de las cartas de operación (Ver Fig. 18).

Memorias - XVII CONIMERA

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Una vez ingresado los datos se muestra lacarta de operación, esta puede ser ajustada paramejor visualización en la pantalla. La carta semuestra en valores reales y tiene un puntero queindica en todo momento la potencia activa yreactiva dentro de la región de operación. Asimismoesta carta puede ser almacenada en un archivocon extensión «dpq» y finalmente puede serimpresa a escala según requerimiento (ver Fig.19).

operación, cumpliendo así, el objetivo para el quefue diseñado, sin embargo, adicionalmente puedeemplearse para analizar el comportamiento degeneradores simulando diferentes condiciones deoperación y puede ser proyectado para suutilización en tiempo real.

5. Recomendaciones

Este método explica la construcción de lascartas de operación en forma práctica, con lo cualno es necesario el requerimiento de un software;sin embargo si se requiere mayor precisión yanálisis el software se presenta como unaherramienta útil para este objetivo.

La prueba de deslizamiento requiere de unafuente trifásica; si la central cuenta con más dedos unidades de generación esta fuente puedeobtenerse de una de ellas y utilizar otra unidadpara la prueba.

Para la ejecución de los ensayos de vacío,cortocircuito, deslizamiento y calentamiento espreferible seguir las recomendaciones delestándar IEEE std 115-1995 (R2002), TestProcedures For Synchronous Machines.

6. Bibliografía

Sergio Avila Arancibia, Diagramas P-Q,Endesa - Chile.

M.. M. Adibi y D.P. Milanicz, Reactive CapabilityLimitation of Synchronous Machines, IEEETransactions on Power System, Vol 9, Nº 1,Febrero 1994.

N.E. Nilsson y J. Mercurio, SynchronousGenerator Capability Curve Testing andEvaluation, IEEE Transactions on PowerSystem, Vol 9, Nº 1, Enero 1994.

IEEE Std 492-1999, Guide for Operation andmaintenance of hydrogenerators.

IEEE Std 115-1995, Test Procedures ForSynchronous Machines (Rev. 2002).

A. E. Fitzgerald, Máquinas Eléctricas, McGraw-Hill, 1992.

José Ramírez Vázquez, Máquinas de CorrienteAlterna, Ediciones CEAC, 1994.

Gilberto Enríquez Harper, Máquinas Síncronas,Editorial Limusa, 1983.

S. A. Nasar, Máquinas Eléctricas, EditorialContinental, 1993.

Fig. 19.- Visualización de la carta de operación

En base a este software actualmente se estaproyectando en EGASA introducir esta carta deoperación en el sistema SCADA para lavisualización en tiempo real de las cartas deoperación de las unidades de la C.H. CharcaniV.

4. Conclusiones

Por lo expuesto se nota que es importanteque las unidades de generación operen de acuerdoa su carta de operación y dentro de la región óptimapara asegurar la confiabilidad y no dañar la vidaútil del generador.

El método explicado puede ser implemen-tado fácilmente y a costo mínimo para obtenerlos límites de operación de la unidad con bastanteprecisión.

Si se cuenta con una base de datos detalladay los protocolos de las pruebas de puesta enservicio del generador es posible construir la cartade operación sin requerir mayores pruebas en launidad.

El software de aplicación DiagPQ V 1.1, esútil para la construcción de las cartas de

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ANEXO 01

DESIGNACION DE VARIABLES ADOPTADAS EN EL PRESENTE TRABAJO

Símbolo Descripción 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

φ1P Potencia activa monofásica W Ec. 4

Q Potencia reactiva Var Ec. 6

φ1Q Potencia reactiva monofásica Var Ec. 7

φ3P Potencia activa trifásica W Ec. 8

φ3Q Potencia reactiva trifásica Var Ec. 8

Efmax 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

Xd Reactancia síncrona en el eje directo Ohm p.u. Ec. 13

Xq Reactancia síncrona en el eje de cuadratura

Ohm p.u. Ec. 13

Icc Corriente de corto circuito a la corriente nominal del generador A Ec. 18

Io Corriente de vacío a la tensión nominal del generador A Ec. 18

Vmax Tensión máxima en el estator durante la prueba de deslizamiento V Ec. 19

Imin Corriente mínima en el estator durante la prueba de deslizamiento A Ec. 19

Vmin Tensión mínima en el estator durante la prueba de deslizamiento V Ec. 20

Imax Corriente máxima en el estator durante la prueba de deslizamiento A Ec. 20

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1.- DATOS DE PLACA

Marca BBC Marca BBC

Tipo W 300/14 Tipo G98B

N° de fabricación B 66425 N° de fabricación A 603398

Año de fabricación 1964 Año de fabricación 1963

Potencia 85 MVA Potencia 435 kW

Tensión 12,5 ± 5% kV Tensión 305 V

Corriente 3930 A Corriente 1130 A

Factor de potencia 0,76 Revoluciones 514 / 950 rpm

Tensión Excitación 250 V

Corriente excitación 930 A

Revoluciones 514 / 950 rpm

Frecuencia 60 Hz

2.- PRUEBA DE VACIÓ Y CORTOCIRCUITOSIMBOLO VALOR

Valores determinados a partir de las curvas característicasCorriente de excitación saturada para la tensión nominal Io (sat) 419,0 ACorriente de excitación no saturada para la tensión nominal Io (nsat) 382,8 ACorriente de excitación para la corriente nominal del estator Icc 503,0 A

Valores calculadosReactancia síncrona en el eje directo saturada (p.u.) Xds = Icc/Io (sat) 1,20 p.u.Reactancia síncrona en el eje directo no saturada (p.u.) Xd = Icc/Io (nsat) 1,32 p.u.Reactancia síncrona en el eje directo no saturada (Ohm) Xdr = (Vnom2/Snom)xXd 2,426 Ohm

3.- PRUEBA DE DESLIZAMIENTOSIMBOLO VALOR

RV = Vmin/Vmax 0,801RI = Imin/Imax 0,773

Valores calculadosXq/Xd = RV x RI 0,619

Reactancia síncrona en el eje de cuadratura no saturada (p.u) Xq = RV x RI x Xd 0,82 p.u.Reactancia síncrona en el eje de cuadratura no saturada (ohm) Xqr = (Vnom2/Snom)xXq 1,507 Ohm

4.- PRUEBA DE CALENTAMIENTOSIMBOLO VALOR

Valores medidosTemperatura del bobinado estatórico a 50 % de carga (42,2 MVA) T 1 63,0 °CTemperatura del bobinado estatórico a 74,6 % de carga (63,4 MVA) T 2 77,0 °CTemperatura del bobinado estatórico a 98,9 % de carga (84,1 MVA) T 3 94,5 °C

Iexc 900 A

Valores calculadosT 42,9 °C

5.- LIMITES DE CAPACIDAD DEL GENERADORVALOR

Corriente máxima de armadura 3930

Potencia máxima de turbina 68 MW

Máxima corriente de excitación 880 A

Mínima corriente de excitación 5%

Límite de estabilidad 10% Límite teórico de estabilidad permanente

Máxima corriente de excitación

Prueba de vacio y calentamiento

Dato de placa del generador

RESULTADOS DE LAS PRUEBAS CAMPO Y CARTA DE OPERACION

CENTRAL HIDROELÉCTRICA DE HUINCO - GRUPO N° 01

DESCRIPCIÓN

GENERADOR EXCITATRIZ PRINCIPAL

DESCRIPCIÓN

Valores medidosRelación de tensiones del estatorRelación de corrientes del estator

DESCRIPCIÓN PROCEDENCIA

Valor máximo medido en bornes del generador(Unidad Equipos Hidromecánicos - Noviembre 1997)

Relación de reactancias síncronas

DESCRIPCIÓN

Corriente de excitación a: 84,1 MVA, 12,2 kV y 0,76 de fdp

Incremento de temperatura a potencia nominal

ANEXO 02

Colegio de Ingenieros del Perú - CDL - Capítulo de Ingeniería Mecánica y Mecánica Eléctrica

162

Memorias - XVII CONIMERA

163

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