Flujo de potencia óptimo con restricciones de estabilidad transitoria ...
ESTUDIO DE ESTABILIDAD TRANSITORIA DE L...
81
ESTUDIO DE ESTABILIDAD TRANSITORIA DEL PROYECTO PAUTE ETAPAS I y II Tesis previa a la obtención del Título de Ingeniero en la especializacion de Inge- niería Eléctrica de la Escuela Politécni- ca Nacional NELSON OMAR MEDINA CKARVET Quito, Junio de 1.974
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ESTUDIO DE ESTABILIDAD TRANSITORIA DEL
PROYECTO PAUTE ETAPAS I y II
Tesis previa a la obtención del Título de
Ingeniero en la especializacion de Inge-
niería Eléctrica de la Escuela Politécni-
ca Nacional
NELSON OMAR MEDINA CKARVET
Quito, Junio de 1.974
Certifico que la presente Tesis: "Es-
tudio de Estabilidad Transitoria del
ProyecLO Paute Etapas I y II ha sido
realizada en su totalidad por el se-
ñor NELSON OI/AR MEDINA CHARVET.
IN
Director de Tesis
AGRADECD'limrO:
Al señor Ing. Patricio Enríquez, Director
de Tesis , y a los señores Jaime Hidalgo y
Luis Pérez, Ayudantes del Departamento de
Sistemas de Potencia de la Escuela Poli-
técnica Nacional por su valiosa colabora-
ción en la realización del presente traba
A la Srta. Yolanda Rea, que muy gentilmen
te transcribió mecanográficamente los ma-
nuscritos originales; y en general, a to-
das y cada una de las personas que en una
u otra forma colaboraron para la realiza-
ción del presente trabajo.
ÍNDICE GENERAL
Pag,
I. INTRODUCCIÓN
1.1. Antecedentes . 3
II. CARACTERÍSTICAS DEL SISTB-1A
2.1. Descripción del sistema 4
2.2. Representación del sistema 9
2.3. Cálculo de iinpedancias 14
2.4. Condiciones de carga 23
2.5. Capacidad de transmisión de las líneas 29
III. FLUJOS DE CARGA
3.1. Regulación de tensión y control de la po
tencia reactiva en sistema interconecta-
do. 34
3.2. Flujos de potencia en cada condición de
carga. 35
IV. ESTABILIDAD TRANSITORIA
4.1. Localización de fallas 39
Pag,
4.2. Tipos de falla 40
4.3. Representación de fallas 42
4.4. Criterios de estabilidad 45
4.5. Tiempos de apertura y recierre de los
interruptores. 4 5
4.6. Curvas de oscilación 49
4.7. Ccpclusion.es y recomendaciones 55
ÍNDICE DE TABLAS
Pag,
II-2.1. TABLA NS 1, Caractorístácas de las 6
Máquinas.
II-2.1 TABLA N^ 2, Impeda cia y suceptan- 7
cia de las líneas.
II-2.1. TABLA Na 3, Transforadores. 8
II-2.U. TABLA N^ 4, Potencia disponible en 25
MW.
II-2.U. TABLA N£ 5, Demanda en KW. 26
II-2.4. TABLA N^ 6, Agrupación de Generado-. 27
res- I Etapa.
II-2.4. TABLA N& 7, Agrupación de Generado- 28
res II Etapa.
II-H.6. TAB1A Na 8, Resume^. 54
LISTA _DE IA'3?;AS
LAMINA K- 1 I Etapa, Diagrara de Ii pedancias para condi-
cicr.es de carga a y b.
LAMINA N- 2 I Etapa, Diagrama de impedancias de secuen-
cia cero.
LAMINA NS 3 II Etapa, Diagrama de irtpedancias para condi
ciones de carga a y b.
1AMIKA N£ 4 Diagrama Unifilar del Sista-ra Eléctrico de
Guayaquil.
LAMIKA N2 5 I Etapa Flujos de carga, cargas rráxijras.
LAMINA N£ 6 I Etapa Flujos de carga, cargas mínirras.
1AMINA N- 7 II Etapa Flujos de carga, cargas iráximas.
LAMINA N2 8 II Etapa Flujos de carga, cargas mínimas.
LAMINA N^ 9 I Etapa Estabilidad Transitoria, Estudio NS 1
LAMINA N2 10 I Etapa Estabilidad Transitoria, Estudio 1Í2 2
LAMINA N£ 11 II Etapa Estabilidad Transitoria, Estudio N^ 3
LAMINA N^ 12 II Etapa Estabilidad Trai.¿itoria, Estudio N^ 4
HOJAS DE CALCULO
ESTUDIO N2 1, I Etapa Máxiira Carga, para falla fase-tierra
(3 Máquinas).
ESTUDIO N£ 2, I Etapa Míniína Carga, para falla fase-tierra
(2 Maquinas).
ESTUDIO N^ d, TI Etapa Máxiira Carga, para falla trifásica
(3 Máquinas).
ESTUDIO N* U, II Etapa Minina Carga, para fana trifásica
(2 Maquinas).
- 1 -
I. I N T R O D U C C I Ó N
El estudio analítico de la estabilidad transitoria de siste-
mas de potencia es una de las materias mas especializadas en
el campo del análisis de sistemas de potencia. Los resulta-
dos de este tipo de estudios tienen especial importancia en
la etapa de proyectos de nuevos sistemas de generación y trans_
misión ya que ellos pueden condicionar características impor-
tantes del equipo eléctrico mayor y de los equipos de protec-
ción, además de la configuración misma del nuevo sistema.
Este estudio es particularmente importante debido a que la
remota Idealización de la planta de generación del Paute y la
relativa debilidad del sistsna en el área de carga, signifi-
can restricciones en la operación combinada del sistema tér-
mico-hidráulico. Estas restricciones son impuestas por los
requerimientos siguientes:
Mantenimiento de la estabilidad transitoria y de esta-
do estacionario.
Control de voltaje en el área de carga.
- 2 -
Operación económica del sistema térmico.
Aqui se tratará exclusivamente del mantenimiento de la esta-
bilidad transitoria y de estado estacionario del sistema, se_
gún cono ha sido concebido en las etapas I y II.
- 3 -
1.1. ANTECEDENTES.
El aprovechamiento del potencial de la Cola de
San Pablo del río Paute situado en la provincia del Azuay es
uno de los cinco grandes proyectos hidroeléctricos del Pro-
grama Nacional Interconectado emprendido por INECEL.
Inicialmente el área del mercado para el Proyec-
to Paute incluye siete provincias de la costa y la sierra,
en la parte sur del Ecuador, en las que se halla incluido el
Centro de Carga eléctrica mas importante del país. El desa-
rrollo total propuesto comprende cinco etapas con una poten-
cia fde 1.260 MW. que cubrirá el crecimiento de la carga del
sistema desde el año 1.977 hasta el 2.000.
II. CARACTERÍSTICAS DEL SISTOiA.
2.1. DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA-
El sistema objeto dül presente estudio compren-
de las áreas de Guayaquil, Milagro, Babahoyo, Quevedo, Dau-
le, Manabí, El Oro, y Cuenca. Los esquemas del sistema de
generación y transmisión oorrasponden a la I y II etapas pro
puestas por la G-as T. Main con algunas modificaciones intro
ducidas por INECEL y otras debidas a los requerimientos pro-
pios de este estudio (Laminas N£ 1 y N2 3).
Centrales. - Las principales fuentes de genera-
ción están ubicadas en la Central Hidroeléctrica Molino del
Paute y en las Centrales a vapor y gas de Guayaquil. Centra-
les de menor capacidad están ubicada? en Manabí, Cuenca y Má-
chala. El numero y las características de los generadores
que componen cada Central se resumen en la tabla N2 1.
Líneas. - En la exapa inicial una línea de 345
KV. con haz de dos conductores por fase y una longitud
aproximada de 156 Km. transportará la energía generada en el
Paute hasta la subestación Boliche. En la II etapa se previ
- 5 -
la entrada en servicio de una segunda línea de 345 KV. para-
lela a la primera. Desde la subestación Boliche parten tres
líneas de 138 KV. con direcciones hacia Portoviejo, Máchala
y Guayaquil, ésta última línea es a dos ternas. Desde la su_
bestación de Juncal parte otra línea de 138 KV. una terna ha
cía Azogues y Cuenca. Las iiroedancias de las líneas se mues_
tran en la tabla N& 2 y en las láminas N& 1 y N* 3.
Subestaciones. - En la subestación Paute cada
unidad se conecta a un banco de transfonnadores monofásicos
de 13.8/138 KV. y 3 x 37.5 MVA; a su vez estos se conectan
en un patio de distribución subterráneo de 138 KV. mediante
cables bajo aceite, a un autotransformdor con terciario y
de capacidades 500/500/150 MVA. con voltajes de 345/138/13.8
KV. A una distancia de 66 Km. del Paute, en terrenos próxi
mos a la línea a 345 KV. se ubica la subestación de Juncal
que abastece el área de Cuenca.
La subestación de Boliche es similar a la del
Paute; el Auto-transformador reduce el voltaje a 138 KV. En
la subestación de Guayaquil un banco de transformadores re-
duce el voltaje de 138 KV. a 69 KV. Las subestaciones de
las áreas apartadas como Cuenca, Máchala y Portoviejo redu-
- 6 -
ABLA
Características de las Maquinas
Central
Paute
Guayaquil
Salado
Cuenca
Máchala
Manta
Número
de'
Unidades
Similares
2(1.978)
3(1.981)
2(1.978)
1(1.981)
2 1 1 1 1 2 2 4 3 4 2 4
Clase de
Máquinas
Hidro
Vapor
Vapor
Gas
Vapor
Vapor
Gas
Hidro
Hidro
Diesel
Hidro
Diesel
Diesel
Diesel
KV 13.8
13.8
13.8
13.8
13.8
13.8
13.8
2.4
4.16
4.16
2.4
4.16
4.16
13.8
MVA
117.6
6.25
12.5
15.9
62.5
38.8
25.0
2.3
4.7
1.8
.53
2.5
2.9
4.0
nm 514
3.600
3.600
3.600
3.600
3.600
3.600
600
720
750
1.200
750
900
150
Xdf%
35 15 17 17 21 21 21 35 35 35 30 35 30 40
Xtt TJ
t\T>
n(p.u.)
29.4
4
10
7.2
11
6.7
11
3.5
12.8
414.4
513
3.3
2 1.7
1.1
1.5
1.1
1.3
1.5
M(MjxSg/°e)
.045
.004
.008
.0052
.024
.018
.008
Las reactancias están dadas en % de la potencia de cada generador.
7-
TAB
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.
66 90 60 215
2.5 125
16 45 90 120
3.9
5.7
5 95
345
345
138
138
138
138
138
138
138
138
69 69 69 69
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Oha
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2.3+
J25
3.2+
J34
7.0+
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0.8+
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0.2+
JO. 8
14-*
+j6
2.6
2.1+
J9
5.2+
J22.
6
10.4
+J4
513
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J60
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J2.2
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34
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VA
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315.8
0.38+
32.39
0.07
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.47.
61+
J32.
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1.10
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3.68
7.31
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1.56
1.60
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+45
.6
2.00
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53.
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8.12
+38
7.58
11.1
0+J1
19.4
24.3
0+J1
05.2
4
4.15
+32
5.1
0.67
+J0
.17
50.6
3+32
59.3
7.29
+33
1.57
18.2
3+37
8.93
36.4
5+31
57.8
6
48.6
0+32
10.5
1-64
+35
.62
2.37
+38
.14
2.08
+37
.14
4.17
+39
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A
0.68
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0.93
+J1
0
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6+35
5.25
2.18
+J1
3.16
0.35
+J0
.62
26.5
8+31
15.1
3.83
+31
6.58
9-57
+34
1.44
19.1
4+38
2.88
25.5
2+31
10.5
3.44
+J1
1.8
4.98
+31
7.1
4.36
+31
5
8.76
+J2
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- L
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TA
BL
A
N2
Tra
ns f o
rmad
ores
Ubicación
Paute
Boliche
Guayaquil
Juncal
Cuenca
Portoviejo
Máchala
MVA
500/500/150
3x37.5
500/500/150
3x150
40 40 40 30
Relación
KV/KV
13.8/138/345
13.8/138
13.8/138/345
138/69
345/138
138/69
138/69
138/34.5
X
9/48/37.5
14
9/48/37.5
11 11 11 11 11
X
Conexiones
(% 100 MVA)
1.8/9.6/7.5
rA
12.5
A^Tn
1.8/9.6/7.5
rA
2.78
TY'A
27-5
jYA
27.5 ^A
27.5
rtA
36.8
rVA
cen el voltaje de i'áS KV. a voltajes para subtransmisión.
las características de los transformadores se indican en la
tabla N& 3.
2.2. REPRESENTACIÓN DEL SISTEMA.
Con 3! objeto de concentrar el estudio en el com
portamiento de Jas fuentes importantes de generación, esto
es Guayaquil y Paute, se ha optado por representar las ba-
rras de Manabí, Machald y Cuenca mediante cargas con valores
iguales al de 3¿i demanda Je potencia en esos puntos menos la
generación existente er. los mismos. De este manera se sim-
plifica el cálcvilo sin afectar mayormente el comportamiento
del sistema daoa la pequeña capacidad de estas fuentes de
generación y su ubicación relativamente distante a los pun-
tos de falla considerados.
El efecto que. tienen las reactancias internas de
las maquinas en la estabilidad del sistema obliga a una re-
presentación más: detallada del sistema de distribución de
Guayaquil. Por esta razón en lugar de representarlo como
una barra a la que se conectan un generador y una carga equi_
valer.te, se represento el anillo de 69 KV. tomando como re-
- 10 -
ferencia el diagrama onifilar de Guayaquil para el año 1.978
(Lámina Na 4). Los generadores de las centrales de Emelec y
de El Salado se representaron por dos generadores equivalen-
tes. Las cargas se dirtribuyeron en las principales subesta
ciones en base a les datos de la demanda para Guayaquil y a
la capacidad de transformación instalada para ese año.
La Central Molino del Paute se representó por un
generador equivalence de acueido al numero de unidades insta_
ladas en cada etapa. La configuración del sistema en las eta
pas I y II se muestran en las Láminas N2 1 y N£ 3.
Como se puede observar en la Lámina Na 4, las ta
rras colectoras ue la Central Emelec están conectadas por un
reactor y por un transfonnador de relación 4.16/13.8 KV. dis_
tinguiéndose 3 secciones de barras; el generador equivalente
se represento en la I etapa por una fuente de voltaje en se-
rie con tres reactancias conectadas a cada una de estas sec-
ciones. En la II etapa las reactancias se combinan en una so_
la; leí unidad a vepor de 5 KW. que genera a 4.16 KV., se supo
ne fuera de servicie, y asumiendo un mismo voltaje a los ter
mínales de los generadores, el reactor entre las barras se ha
suprimido.
- 11 -
En la etapa inicial la reactancia transitoria
del generador equivalente en la Central El Salado, incluya
la de los transformadores de elevación (Lámina N2 4). En la
II etapa se vio la conveniencia de combinar la reactancia de
estos como si estuvieran conectados directamente a una barra
y se intercalo en serie la reactancia combinada de los trans_
formadores de elevación, puesto que trabajando en el Analiza
dor de Redes se debe seleccionar la reactancia del generador
para fijar los valores de potencia activa y reactiva que se
asume debe entregar al sistema.
Para representar las impedancias del sistema en
valores por unidad (p.u.) se adopto como potencia base 100
MVA.
El valor de la impedancia base en una sección del
sistema de voltaje KV. en términos de la potencia base es
Z base = KV2
MVA. base
La impedancia expresada en p.u.
- 12 -
Z p.u. = ZA MVA. base2
KV.
en porcentaje
Z% = Z/l. MVA. base x 100
KV.2
Las reactancias de los generadores y transformado, •ec dados en
porcentaje sobre la base de la potencia y voltajes ñor i nales
propios se expresan en términos de la base 100 MVA. multipli-
cándolos por 100.000 , donde KVA n es la potencia nomiKVAn
nal.
i
REPRESEOTACION DEL AUTOTFANSFOFMADOR.
Características:
Capacidad 500/500/150 MVA.
Reactancias en porcentaje de 500 MVA.
X primario-secundario = )§>/s = 9%
X primario-terciario = Xp/t = 48%
X secundario-terciario = Xs/t = 37.5%
- 13 -
Reactancias en porcentaje de la potencia base del sistema,
100 MVA.
Xp = i (1.8 - 7.5 + 9.6) = 1.95%
Xs = £ (1.8 + 7.5 - 9.f) = -. 15%
Xt = | (7.5 - 1.8 + 9.6) = 7.65%
Los Circuitos Equivalentes de secuencia positivr, negativa y
cero en porcentaje, se reproducen en las figuras.
-JO.15
jl.95
J7.65
Fig. 2.1 Circuito equivalente de
secuencia positiva y negativa
-JO.15
J7.65
Fig. 2.2 Circuito equivalente de
secuencia cero
2.3 CALCULO DE IMPEDANCIAS.
Los datos se basan en los calibres y disposición
de conductores aceptados por INECEL al momento de iniciarse
este estudio; los cálculos se basan en las referencias anota_
das en Bibliografía. La impedancia y suceptancia de las lí-
neas se dan en la tabla N*1 2.
13NEA PAUTE - BOLICHE, 345 KV.
Caracterí sticas
Conductor ACSR, 954 MCM
Bundle dos conductores por fase, separación 18"
Distancia media geométrica entre fases 36.5ft
Resistencia por fase a 50°C.
ra = .0564 SI /Mina
Reactancia Inductiva por fase; secuencia positiva y negativa.
reactancia inductiva para 1 pie de radio
Xa = .1729 -Íl/Milla
reactancia inductiva para 36.51
Xd = .4365 SI/Milla
reactancia inductiva total
Xa + Xd = .1729 + .4365 = .6094 A/Milla
- 15 -
Impedancia serie de secuencia cero.
Zo = 3.5 (.0564 + j .6094)
Zo = .1974 + j 2.1329 fl/Milla
Reactancia capacitiva, secuencia positiva y negativa,
reactancia capacitiva para un pie de radio:
Xa = .0389 MU -Milla
reactancia capacitiva a 36.5*
Xd = .1067 Mil -Milla
reactancia capacitiva total;
Xa + Xd = .0389 + .1067 = .1456 M H -Milla
Reactancia capacitiva de secuencia cero
Xo = 3.5 x .1456
Xb = .5096 Mil -Milla
- 16 -
LINEAS A 138 KV. UN CIRCUITO.
Características:
Conductor ACSR, 55b MCM
Distancia inedia geométrica 24'
Resistencia por fase a 50°C.
ra = .1859 PL/Milla
Reactancia inductiva, secuencia positiva y negativa:
reactancia inductiva para 1 pie de radio
Xa = .420.il/Milla
reactancia inductiva para 24?
Xd = .3856 SI /Milla
reactancia inductiva total
Xa + Xd = .420 + .3856 = .8C56Í1 /Milla
Reactancia capacitiva, secuencia positiva y negativa,
reactancia capacitiva para 1 pie de radio
Xa = .0965 M.Q -Milla
reactancia capacitiva a 24*
Xd = .0943 M.Q -Milla
reactancia capacitiva total
Xo + Xd = .0965 + ,094: = .1908 Míl -Milla
- 17 -
- Inpedancia serie de secuencia cero
Zo = 3.5 (.1859 + j .8056)
Zo = .6507 + j 2.8196 .Q /Milla
- Reactancia capacitiva de secuencia cero
Xo = 3.5 x .1908
Xo = .6678 ttft -Mina
- 18 -
LINEA BOLICHE - DURAN A 138 KV. DOBLE CIRCUITO
Carácter! sticas
Conductor ACSR 954 MCM
Espaciamiento entre conductores
h = 3.4 mg = 5.03 mf = 8.14 md = 3.7 m
Fig. 2.3 Disposición de les Circuitos
Resistencia por fase a 50°C.
ra = .0564 íl /Milla
.radio medio geométrico de cada conductor
r' = .0403 pies = .0123 m.
Reactancia inductiva por fase, secuencia positiva y negativa.
X = .2794 log. [21/6(|,)1/2(f)1/3].fl /fase/Milla
- 19
Y - 97QL i™ ? f 3'7 >1/2 f 5'°3X - .7794 log. 2 ( ) <>0123 4
X = .3406 SI /fase/Milla
Reactancia capacitiva por fase, secuencia positiva y negativa
radio d¿l conductor:
r = 1.196" = .0152 mt.
X» =.0342 log. I" 21/3d (f)2/3J M-^ illa, fase-neutro
X1 = .0803 Mfi -Milla, fase-neutro
- Impedancia serie de secuencia cero
Zo = 5.5 (.0564 + j.3406)
Zo = .3102 + j 1.8733.Q /Milla
- Reactancia capacitiva de secuencia cero
Xo = 5.5 x .0803
Xo = .4417 MH -Milla, fase-neutro.
o
- 20 -
LIK£A DURAN - GUAYAQUIL, 138 KV., DOBLE CIRCUITO
Características:
Coiductor Alunoweld 37 x N^ 7 AW3
Bundle: dos conductores, 1 pie de separación
Zspaciamiento entre conductores.
hgfd
3.4 m5.03 m8.14 m3.7 m
Fig. 2.4 Disposición de los Circuitos
- Resistencia por fase a 50°C.
ra = .0891 n/Milla
radio medio geométrico de cada conductor
ro = .0325'
radie medio geométrico equivalente del Bundle
- 21 -
1 1/9ro = (.3251 x I')1'* = .1803' = .055 nrt.
radio medie geométrico entre coi .ductores de la misma fase
Ds =
Ds = C.055)1/2 x S.141/3 x 3.41/5
Ds=-575 nrt.
Distancia media geométrica en'b.'e conductores
n~, o ,1/2 1/3 ,1/6Deq. r 2 xd xg xh
n .1/6 - «1/2 c nol/3 0 ..1/6Deq. = 2 x 3.7 x 5.03 x 3.4
Deq. = 4.564 nrt.
Reactancia inductiva por fase; secuencia positiva y negativa
X = .2794 log. (S^) A /Milla/fase.
i
X = .2794 log.
X = .251ÍÍ /Milla/fase.
Reactancia capacitiva por fase; secuencia positiva y negativa.
Dí=nXI = .0683 log.C— ) M^ -Milla/fase-neutro.
X» = .0683
X1 = .0615 M-& -Milla/fase-neutro.
- 22 -
Impedancia serie de secuencia cero
Zo = 3(.0891 + j .251)
Zo = .2673 + j .753 £ /Mina
Reactancia capacitiva de secuencia cero,
Xo = 3 x .0615
iXo = .1845 Mí} -Mina, fase-neutro.
- 23 -
2.4. CONDICIONES DE CARGA.
Para el estudio de la estabilidad transitoria del
sistema en cada etapa se conside a n dos condiciones de car_
ga: a) Cargas máximas; b) Cargas mínimas. Los datos de
demanda y de capacidad de generación instalada en los años
1.978 y 1.981 se han tomado d".l informe presentado por el
Grupo de Trabajo de la programación del sistema nacional in-
terconectado (INFCEL, Tablac N^ 5 y 6).
Las demandas máxijnas son coincidentes y sumadas
constituyen el pico de la curva de cirga, que para este estu
dio es similar a la curva de carga tipo para el mes de Diciem
bre en Guayaquil. En esta curva la carga mínima oscila entre
35% y 40% del pico. Se asume que para el desarrollo del pro
yecto en las Etapas I y II el río Paute cuenta con suficien-
te agua, por lo que no se han establecido restricciones en
cuanto a la producción hidroeléctrica total.
En el año 1.978 s- disponen de mi MW. para aten
der la demanda máxima de 310 MW. En condiciones de mínima
carga se considera el funcionamiento de las unidades de 33
y 50 MW. en Guayaquil, puesto que se utilizarán durante las
- 24 -
24 horas y no sería económico suspender su operación por va-«,
rías horas. Se utilizaría solo el 75% de la capacidad de TS
tos grupos dejando una potencia base de 62.5 MW. En estas
condiciones 50 MW podrían transferirse desde el Paute par.
cubrir los 107 MW. que constituyen la demanda mínima en es-
te año.
En el año 1.981 se disponen de 504 MW. para aten
der la demnda máxima de 440 MW., se considera que para este
año habrá instalados en el Paute 3 unidades de 100 MW y una
línea adicional, también a 345 KV., entrará en servicio en-
tre Paute y Boliche. La demanda mínima del sistema se esti-
ma en 175 MW. de los cuales aproximadamente 90 MW. podrán ser
suministrados en los centros de carga.
Para las Etapas I y II, el numero de unidades fun
cionando en cada condición de carga, y las características de
los generadores equivalentes se indican en las tablas N- 7 y
NS 8. T^s reactancias transitorias equivalentes están dadas
en porcentaje de la potencia base para todo el sistema, esto
es 100 MVA.
- 25 -
T A B L A N2
Potencia
G E N E R A C I Ó N
Paute
Qnelec
El Salado
Manta
Máchala
Cuenca
T o t a l
disponible en MW.
Hidro 2 x 100Hidro 1 x 100
Total
Vapor 2x5.0Vapor 2 x 10.0Gas 1 x 13.5
Total
Vapor 1 x 33Gas 1 x 21.2Vapor 1 x 50
Total
Diesel 2 x 2.5Diesel 4 x 3.4
Total
Hidro 3 x .45Diesel 3 x 2.15Diesel 1 x 2.15
Total
Hidro 4 x 1.6Hidro 2 x 4.0Diesel 3 x 1.5Diesel 1 x 1.5
Total
1.978
200
200
11.022.014.85
47.85
36.323.355.0
114.6
4.513.6
18.1
1.266.452.15
9.86
6.48.04.51.5
20.4
410.81
1.981
200100
300
5.522.014.85
42.35
36.323.355.0
114.6
4.513.6
18.1
1.265.82.15
9.21
6.48.04.051.5
19.95
504.21
- 26 -
T A B L A
Demanda en MW.
UBICACIÓN
El Guasmo
Eoyacá
Los Ceibos
Emelec
El Salado
Santa Elena
Área de Cuenca
Área de Máchala
Área de Milagro
Área de Babahoyo
Área de Quevedo
Área de Manabí
T o t a l
1.Máxima
H8
14
64
29
54
7.1
23.5
16
25
6
6
19
311.6
978Mínima
17
5
22
10
20
2
8
5
9
2
2
7
109
1.Máxima
69
19
92
40
77
10
29
24
35
8
11
28
442
981Mínima
27
8
37
16
31
4
12
9
14
3
4
11
176
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MW
a 300
38.5
10
4.2
X'd
(%)
X2
(%)
M(M
jxS
g/°e
)b 100 - 83
ab
a
10
30
8.3
3
35.5
-
2.6
8
16.7
2
0.8
4.
45
b a
25
.135
.025
6.78
.0
5
b .045 - .043
a
Condición de carga máxima
b
Condición de carga mínima
- 29 -
2.5. CAPACIDAD DE TRANSMISIÓN DE LAS LINEAS.
El límite de estabilidad de un sistema depende de
la potencia que esta siendo transportada al momento de ociTrir
una falla, por esta razón es importante conocer la capacidad
de transmisión de las líneas para relacionarlas con las poten_
cías transportadas durante las etapas en estudio. Esta capa-
cidad se la determina en porcentaje del SIL.
Surge-impedance-loading (SIL) es la carga que una
línea tendría que suplir si a su extremo receptor se conecta
1/2una impedancia de factor de potencia unitario igual a (L/C)
donde L es la inductancia en serie de la línea por unidad de
longitud y C la capacitancia en shunt por unidad de longitud
de línea. En estas condiciones las perdidas en potencia reac
2tiva debido a la comente de carga (I XI) son iguales a la poo
tencia reactiva generada por la capacitancia de la línea (E /Xl)
El SIL nos da una idea de la capacidad de carga de
una línea. Es usual cargar líneas cortas de baja reactancia
inductiva apreciablemente por encina del SIL, y por limitacio_
nes de estabilidad se cargan líneas largas por debajo del SIL.
- 30 -
La curva de la figura 2.5 preparada por la Federal
Power Comisión, repr-esenta la potencia entregada por unidad de
SIL, en líneas no compensadas, en función de la longitud de la
línea.
El SIL de la línea Paute-Boliche en la I Etapa es
-ie 397 MVA. y en la II Etapa de 821 MVA. pero considerando las
reactancjas de los Generadores, banco de Transformadores de
elevación y Autotransforladores, ésta se reduce en el arreglo
de la I etapa a 163 Í1VA., y en el arreglo de la II etapa a 280
MVA. Con estas condiciones utilizando la curva referida se ob
tienen capacidades de transmisión de 358 y 616 MVA. respectiva_
mente.
3.0
d
o
s1.0
0
1
— r^\? .V-O ^''/F! OF TUR"1" :'.[• '."'-'V;
LlííE ACSR CO;."1 -C i C.'S !i'~^'.'ií.C£ •*'• í --'- 'iVCLTAGE PtR PH/.it LC.'.O '¡j ¡OJí.'.aS
kV nc..i UVA
230 1- S54 132 27230 1-1,4!! 133 23345 I-I.4IMI.75 E X R ) 3ÜO 6534ü 2- 954 390 31500 Ü-1,730 ao3 170500 3- 954 010 i«0750 4- 934 ?,|í3 4JC,750 4-1,272 2,!G5 *SU
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'o ico ;.:oir-iE LLÍ;GTH IN ,Mii.2 • 5"r"'-in.;[[iic,i!or¡-!i;ic cf /. u r ;;»-( rnpud-
- 31 -
CALCULO DE LA IMPEDANCIA CARACTERÍSTICA Y DEL SIL DE LA
LINEA PAUTE-BOLICHE.
ETAPA
Zs = (L/C)1/2
Zs =
Zs = OOXc)1/2
XI = .61 fí /Mina
Xc = .146 Mft -Milla
Zs = (.61 x .146 x 10G)1/2
Zs = 300 P.
SIL = (KV L-L)2Zs
SIL = (345)2 = 397 MVA.300
II ETAPA
XI = .61 = .30.8 /Milla2
Xc = .146 = .073 M^ -Milla
Zs = (.30 x .073 x 106)1/2
Zs = 145 -ft
- 32 -
SIL = <345)2 = 821 MVA.ms
Calculo del SIL considerando las reactancias de los Gene
radores, banco de TransConriidores de elevación, y Autotransfor_
madores.
I ETAPA:
Reactancia equivalente de los Generadores, 15%.
Reactancia equivalente de los bancos de Transformación, 6.25%.
Reactancia de los Auto-transformadores 2 x 1.8%.
Reactancia de la línea H.96%.
Reactancia serie total
15% + 6.25% + 2 x 1.8% + U.96% = 29.81%
Expresado en Ohmios por Milla.
29.81 x (3ti5)2 x 10 x 1 = 3.66 53 /Milla100.000 97
97 Millas es la longitud total de la línea.
Reactancia capacitiva total, .1H6 M íí -Kill<?.
Impedancia característica.
Zs = (3.66 x .146 x 106)1/2
Zs = 731 A
- 33 -
Surge Inpedance Loading.
SIL = (345)2 - 162.8 MVA.731
II ETAPA.
Reactancia equivalente de los Generadores, 10%.
Reactancia equivalente de los básicos de Transformación, 4.17%,
Reactancia de los Autotransf onradores, 2 x 1.3%.
Reactancia de la línea, 2.48%.
Reactancia serie total:
10% + U.17% + 2 x 1.8% + 2.48% = 20.25%
Expresado en Ohmios por Milla.
20-25 x C345)2 x 10 x J _ = 2.48 íí /Milla.100.000 97
Reactancia capacitiva total, .073 M.Q -Milla.
Impedancia característica
Zs = (2.48 x .073 x 106)1/2
Zs =: 425 .fi
Surge Impedance Loading.
:34s:425
SIL = C345)2 = 280 MVA.
III. FLU'OS DE CAKGA.
3.1. REGULACIÓN DE TENSIÓN Y CONTROL DE LA POTENCIA REACTIVA
EN SIGTTKAS INTERCONECTADOS.
En los sistemas de transmisión es necesario mante_
ner niveles de tensión adecuados pero es admisible una banda
de tensión más amplia que en el caso de los sistemas de distri_
bución.
La caída de tensión de una línea de transmisión pue_
de descomponerse en dos partes: una debido a la transmisión
de potencia activa y otra debido a la transmisión de potencia
reactiva. Le componente debido a la transmisión de potencia
activa no se pvede modificar puesto que depende de la demanda
de la carga servida y debe ser atendida precisamente a través
de la línea de transmisión. No es necesario que la potencia
reactiva cea transmitida completamente a través de la línea de
transmisión, sino que se la puede producir en los lugares de
consumo por medio de condensadores sincrónicos o estáticos.
Se puede por Z.o tanto variar la caída de tensión actuando so-
bre la potencia reactiva y mantener los voltajes constantes en
los extremos receptor de generación o solamente en este último,
- 35 -
independientemente de la potencia activa transmitida.
En un sistema, con cargas pesadas los voltajes pue_
den resultar muy tajos debido a que el sistema deiranda mas
potencia* reactiva de lor generadores que la que estos pueden
dar sin afectar su voltaje de salida. las corrientes en las
líneas de transporte aumentan produciendo una gran caída de
tensión. Puede ocurrir también que con cargas ligeras los
voltajes son elevados debido a la potencia reactiva genera
da por la capacitancia de líneas de transporte.
La aplicación adecuada de capacitores estáticos o
sincrónicos y de reactores en el sistema permite conseguir un
flujo de carga conveniente.
3.2. FLUJOS DE POTENCIA EN CADA CONDICIÓN DE CARGA.
Para establecer las condiciones iniciales de fun-
cionamiento del sisttaa en cada etapa y condición de carga,
se fijaron los valores de generación de potencia activa y reac
ti va en las centrales de Emelec y El Salado "ie jando oscilan-
te el Generador del Paute con un voltaje fijo. En cada caso
se estudió el funcionamiento del sistema y lu op se procedió
- 36 -
a efectuar los arreglos necesarios para conseguir un adecua-
do flujo de carga; los resultados se reproducen en las lámi-
nas correspondientes.
Carga Mínima. - En condiciones de mínima carga el
flujo de potencia reactiva proveniente de la capacitancia de
las líneas eleva el voltaje en barras del sistema. El efec-
to sobre los generadores es elevar el voltaje a los termina-
les y limitar la cantidad de potencia reactiva que entregan
al sistema, a valores muy por debajo del nominal. En estas
condiciones el funcionamiento del sistema en régimen estacio_
nario es inestable.
Se hace necesario entonces, la compensación por
reactores ubicados en los puntos extremos de la línea a 3H5
KV. Estos reactores se conectan a los terciarios de los au-
totransformadores, su efecto es absorver el excedente de po-
tencia reactiva generada por las líneas. Los reactores del
extremo del Paute impiden que los generadores del Paute tra-
bajen con factor de potencia en adelanto a voltajes muy ele-
vados, gracias a que absorven la potencia reactiva generada
por la línea y obligan a los generadores a ceder potencia reac_
tiva. De esta manera se logra normalizar los voltajes
- 3 7 -
en las barras del Paute y Boliche y el funcionamiento de los
generadores del Piute. Pero los voltajes en el anillo a 69
KV. de la ciudad de Guayaquil se presentan ahora bajo los ni
veles aceptables- la demanda de potencia reactiva de este cen
tro de consumo ya no puede ser cubiei-ta sino parcialmente por
la potencia reactiva proveniente de la capacitancia de las lí
neas, los generadores comienzan a en crega potencia reactiva
en exceso de sus capacidades manteniendo bajos los voltajes a
los terminales. Aquí son evidentes las limitaciones que impo_
ne el sistema a la transferencia de potencia reactiva desde
este centro de generación hacia los centres de carga, importan
tes. Por esta razón la potencia reactiva tiene que ser sumi-
nistrada en estos centros de carga mediante capacitores está-
ticos o condensadores sincrónicos.-
Un control adicional sobre el flujo de potencia
reactiva en las líneas se consigue manipulaiido los taps de los
transformadores asociados con las líneas. Por ejemplo al su-
bir el tap del auto-transformador de Boliche eumenta el flujo
de potencia reactiva hacia esta barra. En IOF generadores del
Paute se observa una disminución del voltaje terminal y un in
cremento de la potencia reactiva generada; los resultados se
muestran en las Láminas N£ 6 y N2 8.
- 38-
Carga Máxima.- En condiciones de máxima carga se
presentaron voltajes muy bajos en las barras del sistema antes
de efectuar la compensación. En lo que se refiere a la trans_
misión de potencia reactiva desde el Paute esta tiene que li-
mitarse a valores mínimos, de otra manera las perdidas en el
sistema se incrementan y los voltajes resultan demasiado bajos
para mantener la estabilidad en estado estacionario. Las ba-
rres de las Centrales de Emelec y El Salado que alimentan car
gas pesabas requirieron suministros locales de potencia reac_
tiva por medio de capacitores.
Correcciones adicionales de voltajes y de control
de flujo de potencia reactiva en líneas se consiguieron mani_
pulando los taps de los transformadores asociados; los resuLi
tados se muestran en las Laminas N2 5 y Na 7.
]>jb.ide í.-- ja '¿parí tr ui.-rer-rr.c5e. de potencia decde
el FciU'.'e iv;;.--¡ falla r^Lrc las l'r.v;iS ce 3^5 KV. se considera
critica rara la *-/._; labilidad del fdstc'vi. Lar. falléis sobre e
1.- La tendencia de: i;.n ferecucer1 a aceleíor innic_
diatar:;en"Ue d-:?puÍ3 a? ccvrrica v.r/-: falla, es rayor cuanto i:\as
C'íi'ca: V: ¿u, i ' -ei í¿LL"'a c.r ¡r" •;-. j;t>.'raJjL;:a j a I alj.a «
2.- Una fe lia en bc^'rac o y obre una línea p^'oxi-
jra a una b;¡trr'a, e^ ;;Ó^ sever¿i cue i:na falla oel mc^o tipo en
el punto r.:.'-jio-de un;- línea, aunv-ie ainbas son iguoljr.ente pro-
bablcs .
fJn la T r;riv¿ ^c eli/'io un pui;to rcbre la linca,
oe 3'tS iC'.' . ; ;"5xir:.o e j-¡ üu'.:er;taei¿:. de Poliche, jiuesto qr,e la
aeela^jcion do lo;.; >~e; ¡ .-i'ddores di.^\;n_e la aplicación de la fa
lia cr, p;-; :: i cc-:-;v:r,.c'¿L con la ,,.:.;] eraeion dorante lo;; si-
:;:.:ienv-" c;.v]c3 en le r cu;,leG :-. ,,1-e la l'n :; y hay vi:.-
-uo-
ducción en la transferencia de potencia entre los sistemas.
Una falla de cualquier tipo tendría sustancialmente el mismo
efecto sobre la estabilidad, que una falla en el extremo pró-
ximo a los generadores.
En la II Etapa se eligió, de acuerdo a los crite-
rios mencionados, un punto sobre la línea Paute Juncal inmedia_
to a las barras de alta tensión del autotransformador d¿l Paia
te, pues si se considera recierre trifásico en circuitos para
lelos los beneficios que se obtienen desde el punto de vista
de la estabilidad decrecen con la reducción en longitixi de la
linea y con el nünero de subestaciones de maniobra intermedias.
U.2. TIPOS DE FA11AS.
En las líneas de transmisión bajo consideración no
existen condiciones de nieve o hielo; perdidas de torres por
causas de desprendináentos se consideran mínimas; el nivel iso
keráunico es medio por lo tanto parece que el tipo de falla
más probable en las líneas de transmisión es una falla de los
aisladores atribuíbles a descargas atmosféricas. En consecut n
cia las fallas pueden considerarse de tipo transitorio en su
mayoría.
- 41-
Un sistema durante una falla puede representarle
introduciendo una inrpedancia en derivación en el punto de la
falla, el valor de esta impedancia depende del tipo de falla
desde el punto de vista del numero de fases involucradas.
Las fallas que pueden presentarse en una lí.iea son
las siguientes: Línea a tierra; dos líneas en cortocircuito ,
dos líneas a tierra, cortocircuito trifásico. Los valoras de
impedancia en derivación, para estos tipos de fallas, expresa
dos en función de las impedancias de secuencia negativa y cero2
son en su orden: Z9 + Zo, Z«, Z Zo , 0.¿ Zo + Z2
En condiciones de falla la potencia transferida
entre dos puntos de un sistema, a un ángulo dado, es menor con
forme disminuye el valor de impedancia en derivación; según es_
to la severidad de las fallas incrementaría en este orden: Lí_
nea a tierra, dos líneas en cortocircuito, dos lineas a tierra
y corto circuito trifásico. Ademas en este mismo orden la gra
vedad de la falla se incrementa con el tiempo de duración de
la falla.
Fallas trifásicas son poco frecuentes en lineas a¿
reas de alto voltaje, sin embrago se consideran en la II Eta-
pa porque existiendo una linea adicional entre el Paute y Po-
- 1*2 -
liche, bien puede estudiarse el comportamiento del sistana
con una línea fuera de servicio. Además el cálculo de ecte
tipo de fallas es menos complicado.
En la I Etapa con una línea en servicio entre
Paute y Boliche, una falla trifásica en cualquier puir_o so-
bre esta línea podría estudiarse admitiendo recierre trifáfd
co; pero el recierre trifásico es un medio muy práctico para
mantener la carga de la línea de transmisión entre áreas in-
terconectadas, cuando estas áreas tienen capacidades de gens
ración de al menos cuatro veces la capacidad de carga de la
línea de transmisión. En el caso estudiado la capacidad de
generación es solamente de .6 de la capacidad de carga de la
línea en la I Etapa. Finalmente una falla fase-tierna se
eligió para estudio de estabilidad del sistema por ser las
que con mayor frecuencia ocurren en este tipo de líneas.
4.3. REPRESENTACIÓN DE FALLAS.
Fallas trifásicas con apertura y recierre se re-
presentan durante su aplicación,conectando a tierra el punto
falloso en la red de secuencia positiva; durante la apeirtura
de los interruptores se abre la línea en el punto falloso,y
- 1*3 -
durante el recierre se vuelve a conectar la línea.
La forma de representar en el Analizador de Re-
des la falla fase-tierra durante su aplicación apertura y re
cierre se describe a continuación:
1. Aplicación de la falla.- Esta situdcion se representa
conectando en el punto de falla de la red de secuencia posi_
tiva, una reactancia en derivación de valor X« + Xo; es. te es
la suma de las reactancias de las redes de secuencia negati-
va y cero vistas desde el punto de lalla (Figura 4.1).
X
-Q-j-O- -KJXo
'Figura U. 1
2. Una fase abierta.- Esta situación se representa inser
_ 1*4 -
tando en el punto ¿e falla de la red de secuencia positiva
una reactancia en serie (Figura 4.2) cuyo volar es X2 x Xo
Xo
Figura 4.2
Los valores de las reactancias de secuencia ne-
gativa y cero y sus combinaciones, en porcentaje de la poten
cía base 100 MVA, se obtuvieron por reducción de las redes
correspondientes para cada condición de carga y son los si-
guientes :
Condición
de Carga.
a
b
x2
9.3%
11.5%
Xo
5.8%
, + Xo
15%
17.3%
x Xo
Xo
3.5%
3.9%
4.4. CRITERIOS DE ESTABILIDAD.
Asumiendo que las fallas que pueden ocurrir son
de tipo transitorio el i ecierre de una línea fal losa tiene éxi
to. En la I Etapa con una línea en servicio el recierre sin
éxito significaría pérdida parcial de energía generada, siendo
necesario en este aso una reducción de la carga. Por lo tan
to se mantiene el criterio de que: sistema permanezca estable
ante una falla fase-tierra con recierre con éxito.
En la II Etüpa con la línea de doble circuito,
los beneficios que se obtienen con el recierre instantáneo
son pequeños desde el punto de vista de la estabilidad. Aquí
se lo considera por existit la posibilidad de una falla simul
tánea del circuito doble y el deseo de reducir las operacio-
nes manuales. £n consecuencia se mantiene el criterio de que
el sistema permanezca estable ante una falla trifásica con re
cierre con éxito.
4.5. TTD-IPOS DE ATEKIURAS Y RECIERRE DE LOS INTERRUPTORES.
La cantidad de potencia que puede transmitirse
desde una central a un sistema durante una falla, sin pérdi-
das de sincronismo depende entre otros factores de la dura-<?£/C
ción de la falla y el tiempo de despeje de la falla.es la su-
ma del tiempo que los relays de protección toman para cerrar
el circuito de disparo de los interruptores automáticos y al
tiempo requerido para que el interruptor automático corte la
corriente de falla. Con frecuencia un sistema que es inesta-
ble para un tipo y localización particular de falla puede ha-
cerse estable decreciendo los tiempos de despeje de los inte-
rruptores ,
Se ha encontrado que la mayoría de los sistemas
usualjnente requieren, desde el punto de vista de la estabili-
dad, interruptores de apertura rápida solamente en los cir-
cuitos eléctricamente más cercanos a los generadores. Las fa_
Has severas que generalmente interrumpen el suministro de po
tencia al sistema pueden requerir tiempos de apertura tan ba-
jos como 5 ciclos y 9 ciclos.
Los tiempos usuales de apertura de los interrup-
tores en altos voltajes son de 5 y 8 ciclos. Utilizando re-
lays con tiempos de 1 o 3 ciclos los tiempos totales de aper-
tura de un circuito falloso son de 6 y 8 ciclos si se empican
interruptores de 5 ciclos, y de 9 y 11 ciclos si se emplean
interruptores de 8 ciclos.
El problema de considerar tiempos de recierre
de un circuito falloso tiene dos aspectos:
- Tiempo máxijio permisible para la re-energiza_
cion del circuito falloso sin pérdida de sincronismo.
- Máximo tiempo permisible para la de-ioniza-
ción del arco.
El tiempo máximo permisible para la re-energiza
cion de un ciro"íto falloso depende del tipo, duración y lo-
calización de la falla; del arreglo del sistema; de la capa-
cidad y distribución de la generación; de la potencia que es_
taba siendo transportada por el circuito falloso y por el res_
to del sistema.
El tiempo máximo permisible para de-ionización
del arco depende de muchos factores entre los cuales están:
inter\sidad y duración de la corriente de falla; longitud del
arco; numero de conductores comprometidos en la falla; confi
guración del circuito y de las torres; resistencia del die-
léctrico de aislamiento; condiciones del tiempo; altura; vol
taje del sistema; longitud de la línea. El tiempo de de-ioni
zación del arco es variable, en la práctica se pemdte tanto
tiempo como sea posible sin comprometer la estabilidad del sis_
tema. Las informaciones so>re el tiempo de de-ionización del
arco son escasos. Con maniobras monopolares el arco en la fa
lia después de haberse abierto el interruptor tiende a mante-
nerse por el acoplamiento capacitivo con las o-U'as fases. Pro
bablemente se requieren tiempos mayores para la de-ionización
del arco en maniobra monopolar.
Si los márgenes de estabilidad son pequeños se
justifica disminuir el tiempo para de-ionización del arco- Un
caso extremo de giran margen de estabilidad cono el que ocurre
cuando se tienen suficientes circuitos en paralelo puede no
requerir de recierre, todo depende de la potencia que se pre-
tenda llevar por esos circuitos.
En el caso del Proyecto Paute la potencia trans-
portada por la línea. Paute - Boliche en condiciones de rcaxima
carga en porcentaje del SIL es 33% en la Etapa inicial y 41%
en la Segunda Etapa. En estas condiciones, tiempos de manio-
bra relativamente lentos permitirán estudiar el sistema en el
caso límite.
Se analizará entonces, el comportamiento del sis_
tena bajo los siguientes tienpo de apertura y recierre de la
línea:
I Etapa, ífeniobra rc-onopolar.
Apertura 9 ciclos.
Recierre 30 ciclob.
II Etapa. Maniobra tripolar.
Apertura 6 ciclos
Recierre 18 ciclos.
U.6. CURVAS DE OSCILACIÓN,
Una vez que se han determinado las condiciones
iniciales de funciononiento del sistema y se han establecido
la localización y tipo de follas, se procede a obtener las cur
va^ de oscilación de lac máquinas siguiendo el método punto
por punto utilizando las hojas de cálculo para estabilidad
transitoria. Esta hoja conxiene:
1. Identificación del estudio realizado.- Condición de car-
ga y etapas a que corresponde.
- 50 -
2. Datos característicos de la máquina.- Potencia, veloci-
dad, reactancia transitoria, constante de inercia, el re
cíproco de la constante de inercia (k).
3. Condiciones antes de la falla.- Ángulo de fase del vol-
taje interno, potencia de entrada al rotor, voltaje in-
terno.
*4. Tabla para el cálculo punto por punto.- Esta tabla cons_
ta de 10 columnas que contienen: Intervalo de tiempo, án
guio de fase del voltaje interno,.potencia de alimenta-
ción al sistema, potencia de aceleración, aceleración, in
cremento de tiempo aceleración, cambio en velocidad, cam
bio total de velocidad, incremento de tiempo velocidad,
cambio de ángulo.
Las fórmulas que se emplean para el cálculo se derivan
de la ecuación fundamental de oscilación de máquinas sin
,2
df'
Cambio de velocidad en el intervalo n-1 a n.
2 ccrónicas M d o = Pa y son las siguientes:2
w(n-~) = KAt Pa(n-l)
Donde K =
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- 52 -
Estudio N2 1.- Las máquinas de Dnelec fueron ajustadas para
entregar sus potencias nominales. De esta ma
ñera la línea de interconexión con el Paute transporta 117
MW. a la subestación de. Boliche. (Lámina N2 5). Se asumió
una falla línea a tierra localizada sobre la línea de 345 KV.
próxiina a dicha subestación. Los tiempos de apertura y recie
rre adoptados fueion 9 y 30 ciclos respectivamente. Se supo-
ne que la apertura de la línea en ambos extremos es simultá-
nea. Un examen de las curvas de oscilación (Lamina Na 9) mues_
tra que las máquinas del sistema oscilan aproximadam»2nte jun-
tas e increrjentan sus velocidades. Las curvas muestran clara
mente que el sistema es estable.
Estudio IIa 2.- La potencia recibida en la subestación de Bo-
liche se redujo a 44 MW. y los generadores de
Emelec están fuera de operación. La central de El Salado tra
baja con el 60% de su capacidad (Lamina N2 6). Con la misjra
localización y tipo de falla, y con los mismos tiempos de ma-
niobra el sistema es estable (Lamina N^ 10).
Estudio N2 3.- La carga del sistema se incremento en un 4G%.
En el Paute funciona una nueva unidad de 100
MW. y dos líneas en paralelo a 345 KV. interconectan el Paute
- 53 -
con Boliche. Las máquinas de Guayaquil fueron ajustadas para
entregar sus potencias nominales, y la potencia recibida en
la subestación de Boliche es 250 MW. (Lámina N^ 7). Se asumió
una falla trifásica localizad sobre la línea de 34C KV. Pau-
te-Juncal próxima a la subestación de elevación del Paute.
Los tiempos de apertura y recierre adoptados fueron 6 y 18 cd
clos respectivamente. Las curvas (Lámina N2 11) muestran una
fuerte oscilación de las máquinas en los últimos ciclos., y en
las hojas de calculo la tendencia a acelerar y Jesacelerar fue
tal que se puede considerar el caso como en el límite de esta
bilidad transitoria.
Estudio N- U.- En el Paute funciona un generador de 100 MW.
mientras en la central El Salado funcionan dos
unidades con una capacidad total de 83 MW. y los generadores
de Emelec están fuera de servicio. Las condiciones iniciales
de carga en las líneas se muestran en la Lámina N- 8. Con la
misma localización y tipo de falla y los mismos tiempos de na
niobra el sistema es estable (Lamina N^ 12).
TA
BL
A
Resumen
Estudio
1 2 3 4
Transferencia
de potencia
MW
Línea
119
P-B
43
P-B
253
2P-B
9'l 2P-B
Tipo de
falla
L-G
L-G
3 -L
3 -L
Voltaje
de línea
345 KV
345 KV
345 KV
345 KV
Localizacion
falla.
Subestación
próxima
Boliche
Boliche
Paute
Paute
de la
Línea
P-B
P-B
P-J
*>-J
Tierpos de maniobra
enciclos
Apertura
9 9 6 5
Recierre
30 30 18 18
Resultado
Estable
Estable
Crítico
Estable
P-B
P-J
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15.6315.41A.46
13.11
11.7310.6510.29
10-7912.08
16.61
15.72
17.78
19.36
- 55 -
4.7. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES.
A groso modo se puede considerar la reactancia
del sistema compuesto por las reactancias de generadores, trans_
formadores, líneas de transmisión y posibles compensaciones.
Es necesario mantener estas reactancias en el interior de cier
tos límites, si se quiere un gr do razonable de estabilidad.
Por supuesto esta liíaitación de reactancia permisible puede
incrementarse algo mas por acción ¿el control de los sistemas
de excitación y de la velocidad y aderas por reducción en el
tiempo de apertura y recierre de los interruptores. En la ma
yoría de los casos no se ha llegado a una acción de los contro
les completamente ventajosa. Por eso los incrementos en la
reactancia total del sistema aeben ser tolerados si es necesa_
rio, consiguiéndose todavía estabilidad.
Sistemas de excitación a Thyristor que reponden
casi instantáneamente y estabilizadores especiales han sido
diseñados y aplicados para sacar el máximo de ventaja del cori
trol de la excitación por incrementar el amortiguamiento del
sistema. Asi que, no podemos obviamente esperar mejoras en
el funcionamiento de los sistemas de excitación . Estos sis-
temas altamente estabilizadores y de rápida respuesta podrían
- 56 -
aplicarse -, sobre todo en la II Etapa con un cierto costo adi-
cional, donde el sistema de transmisión es más débil, esto es
Guayaquil, pues se tienen cargas pesadas y grandes distancias
de transmisión desde la mayor estación generadora; pero la teo
ría y la experiencia han demostrado que no es posible elimi-
nar completamente el efecto de ia reactancia de los generado-
ras solamente por el control de la excitación y de la veloci-
dad de las turbinas.
En la etapa inicial del Proyecto, las velocidades
de maniobra, relativamente lentas, para apertura y rscierre de
la línea de transmisión principe! del sistema, en condiciones
de falla, tienen aplicación aceptable desde el punto de vista
de la estabilidad del sistema. En la segunda etapa las velo-
cidades de maniobra más rápidas que en el caso anterior, re-
sultaron críticas. En general se observo que las máquinas os_
cilan prácticamente cono un grupo. En el estudio Na 3 las ma
quinas próximas a la falla mostraron mayor tendencia a perder
el sincronismo.
Con los tiempos de maniobra adoptados el estudio
demuestra que las velocidades de despeje de fallas, tienen ma
yor importancia en el problema de mejorar la estabilidad que
- 57 -
el de variar las características de las máquinas. Se concluye
que cualquier cambio que se haga en las centrales de genera-
ción o en las características del resto del sistema sería li-
mitada en sus efectos y relativamente costosa de obtener y por
esto tendría una posición de menor importancia que no justif¿
caria un estudio adicional.
Como los estudios se hicieron con potencias trans_
irátidas desde el Paute, inferiores a su capacidad de transmi-
sión, y el límite de estabilidad del sistema tendrá que incre_
mentarse con el progreso del Proyecto que esta previsto para
desarrollar 1.260 MW. Se recomienda hacer un estudio de cos-
tos que resultarían de instalar interruptores de alta veloci-
dad c iniciar con interruptores de 5 ciclos que podrían moder-
nizarse conforme el sistema requiere mayor margen de estábil
dad. La modernización incluye la instalación de nuevos conta£
tos y el reemplazo del r ecanismo de operación con un nuevo me-
canismo de alta velocidad.
ESTABILIDAD DEL SISTEMA EN ESTADO ESTACIONARIO.
La distancia de la Central de Generación del Pau-
te x-especto del Centro principal de carga iinponen serias res-
- 58 -
tricciones a la transmisión de potencia reactiva que se podría
generar cr, el Paute. Por otro lado con el sistema trabajando
a máxima carga la potencia reactiva generada per la línea no
puede aprovecharse en el centro principal de carga sin sobre-
cargar de potencia reactiva la línea de al i'mentación a Guaya-
quil y el anillo a 69 KV., lo que reduce el factor de poten-
cia y ocasiona fuertes perdidas.
Con el sistema trabajando a mínima carga la corrien
te capacitiva propia de las lineas producen aumentos conside-
rables de voltaje, y los generadores del Paute trabajan con
factor de potencia en adelanto. Estos efectos pueden contro
larse gracias a la ccrnpensacicn transversal (reactcres en
shunt) de la línea. En condiciones de falla el suministro de
potencia reactiva quedaría cortado y el voltaje en el centro
principal de carga se reduciría paulatinamente hasta compróme
ter la estabilidad en estado estacionario, aunque la estabili
dad transitoria se haya mantenido. Se concluye que la ubica-
ción de capacitores sincrónicos en Guayaquil es factor impor-
tante en el diseño del sistema.
En estas etapas del proyecto la carga transporta.
da no supera el 50% de la capacidad de transrrásión de la lí-
- 59 -
nea y los angulcs entre los voltajes internos de las maquinas
y los voltaje? de recepción, no alcanzan valores que puedan
ser considerados límites desde el punto de vista de la estabi
lidad del sistena.
B I B L I O G R A F Í A
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Proyect EííV General Electric Company
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Grupo de Trabajo de la programación del Sistema Na-
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11. REVISTA ELECTRÓNICA, IX-63 Consideraciones sobre la
compensación longitudinal y transversal en líneas
de muv alta tensión por Kicinski y Gstrcmecki.
12. WESTINGHOUSE Manual del Analizador de Redes.
