4_REIVAX – Control de Voltaje

REIVAX AUTOMAÇÃO E CONTROLE

SUMARIO

1 - INTRODUCCIÓN... 3

1.1 CONSIDERACIONESINICIALES... 3

1.2 - ORGANIZACIÓN DELTRABAJO... 3

2 - LA MÁQUINA SINCRÓNICA... 5

2.1 - MODELADO... 5

2.1.1 - Consideraciones sobre la Complejidad de los Modelos... 5

2.1.2 - Generadores de Polos Salientes... 5

2.1.3 - Generadores de Polos Lisos... 8

2.2 - IDENTIFICACIÓN... 11

2.2.1 - Características Estáticas... 11

2.2.2 - Métodos de Identificación... 11

2.2.3 - Ensayos de campo... 15

2.2.4 - Influencia de la Temperatura... 20

2.3 - CONCLUSIONES... 21

3 - SISTEMAS DE EXCITACIÓN... 23

3.1 - FUNCIONESEJECUTADAS... 23

3.2 - MODELADO... 24

3.3 - IDENTIFICACIÓN... 32

3.3.1 - Metodología... 32

3.3.2 - Características Estáticas... 33

3.3.3 - Características Dinámicas... 34

3.3.4 - Ensayo de confrontación... 36

3.4 - CONCLUSIONES... 38

4 - ESTABILIZADOR DE SISTEMAS DE POTENCIA... 40

4.1 - HISTÓRICO... 40

4.2 - ESTRUCTURA... 40

4.3 - CARACTERÍSTICASLINEALES... 41

4.4 - CARACTERÍSTICAS NOLINEALES... 42

5 - AJUSTES... 44

5.1 - INTRODUCCIÓN... 44

5.2 - MODOS DEOPERACIÓN... 44

5.2.1 - Operación en Vacío... 44

5.2.2 - Operación bajo carga... 45

5.3 - AJUSTES DELSISTEMA DEEXCITACIÓN... 45

5.3.1 - Regulador de Voltaje... 45

5.3.2 - Compensador de Corriente Reactiva... 46

5.3.3 - Limitador de Subexcitación... 46

5.3.4 - Limitador de Corriente de Campo... 47

5.3.5 - Limitador Volts/Hertz... 48

5.4 – AJUSTES DELESTABILIZADOR DESISTEMA DEPOTENCIA... 48

5.4.1 - Consideraciones Iniciales... 48

5.4.2 - Estabilizador Derivado de la Potencia de Aceleración... 50

5.4.4 - Ajuste de la Parte no Lineal... 53

5.5 - CONCLUSIONES... 55

6 - CONCLUSIONES... 57

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS... 59

ANEXO A - SIGLAS ADOPTADAS... 65

ANEXO B - DESCRIPCIÓN FUNCIONAL DEL SISTEMA DE EXCITACIÓN... 66

B.1 - CONVERTIDOR DEPOTENCIA... 66

B.2 - ETAPA DEMEDICIÓN DEVOLTAJE... 69

B.3 - TRANSDUCTORES DECORRIENTEACTIVA YREACTIVA... 70

B.4 - FILTROS, SUMADORES YCOMPENSADORES... 72

B.5 - DISPOSITIVOS NO LINEALES... 72

B.6 - TRANSDUCCIÓN DE LACORRIENTE DECAMPO... 73

1 - INTRODUCCIÓN

1.1 Consideraciones Iniciales

Este trabajo versa sobre el control de la excitación de generadores sincrónicos utilizando sistemas de excitación estática. Considera varios asuntos relacionados al tema, tales como: los aspectos del modelado y de la identificación paramétrica de generadores; representación, para estudios, de los sistemas de excitación; el problema de los ajustes de tales sistemas y el uso de "software" de simulación. Por lo general se observa, en las empresas, cierto distanciamento entre el personal de campo y el personal de oficina. Entre el personal de campo se nota el desconocimiento de los beneficios agregados al equipo de control y un desconocimiento parcial del funcionamiento del sistema eléctrico de potencia. Entre el personal de oficina se nota la falta de conocimiento del equipo en sí y de sus limitaciones. De esta forma, el personal de campo puede, inadvertidamente, tomar decisiones sobre la operación que no son las más adecuadas, y de la misma manera, el personal de oficina puede estar trabajando con modelos matemáticos que no se aproximan a la descripción del comportamiento físico de los sistemas de control y del proceso al cual ellos están agregados.

Este trabajo pretende contribuir para el esclarecimiento de varios aspectos relacionados al control de excitación mostrando una visión bastante práctica del problema.

1.2 - Organización del Trabajo

El capítulo 2, que versa sobre el modelado e identificación del proceso, presenta modelos para estudio. El modelado de un generador sincrónico envuelve un número razonablemente grande de no linealidades. Los modelos utilizados obedecen al trabajo de Young [54], con la inclusión de algunas ecuaciones adicionales buscando obtener variables necesarias para la inclusión de algunos dispositivos componentes del sistema de excitación. En la identificación de generadores sincrónicos a través de ensayos de campo, se da énfasis a los métodos que se muestran de fácil implantación y que ofrecen riqueza de información, y, dentro de este aspecto, el trabajo de De Mello [9], [12], es bastante detallado. También se discute el grado de incertidumbre en los parámetros obtenidos, teniéndose en cuenta las observaciones realizadas en ensayos.

En el capítulo 4 se estudia el estabilizador de sistema de potencia, ESP, enfocando básicamente la estructura dinámica del dispositivo.

2 - LA MÁQUINA SINCRÓNICA

2.1 - Modelado

2.1.1 - Consideraciones sobre la Complejidad de los Modelos

Dependiendo del estudio que se realizará, el generador será modelado con mayor o menor complejidad. Por ejemplo, para definir el límite estático de generación de potencia reactiva con factor de potencia nulo, en la voltaje nominal, no es necesario conocer la reactancia subtransitoria del eje derecho; sin embargo, para evaluar la corriente de pico en un cortocicuito en los terminales de la máquina es necesario conocer tal reactancia

Resulta común la división de los modelos de máquina, de acuerdo con la complejidad, en modelos I, II y IV sugeridos por Young [54]. Los modelos I y II no serán enfocados. A partir del modelo IV se establecerá la base para los futuros estudios y desarrollos, pues representa, de forma fiel, el comportamiento de la máquina sincrónica en una banda de frecuencia relativamente ancha.

En líneas generales, el modelo debe representar, de la manera más fiel posible, lo que físicamente ocurre en el proceso, teniendo los grados de libertad necesarios para representar los fenómenos de interés y tratando de que sea, todavía, la representación más simple posible.

En los modelos que se utilizarán, se realizaron algunas simplificaciones que restringen un poco sus aplicaciones [10]. Las simplificaciones principales son las siguientes: el sistema trifásico se considera balanceado; las variaciones de velocidad de la máquina son relativamente pequeñas permitiendo que se iguale la potencia mecánica al torque mecánico en el sistema pu., la saturación será "concentrada" o definida apenas por el voltaje proporcional al enlace del flujo del campo (E'q); la permeabilidad magnética del núcleo y la conductividad eléctrica de los conductores del rotor y estator no dependen del punto de operación (influencia de la temperatura); no será considerado el magnetismo remanente, también se dejará de lado el lazo de histéresis; no se considerará la presencia de armónicas que no sean la fundamental en las ecuaciones fasoriales; no será considerada la saliencia subtransitoria (X”d= X”q).

2.1.2 - Generadores de Polos Salientes

FIGURA 2.1 - Diagrama fasorial con la máquina de polos salientes representada por el modelo IV

A partir del diagrama fasorial expuesto en la figura 2.1, es posible obtener el diagrama de bloques de la figura 2.2, donde las variables de entrada son: Pm y

Efd y las variables de salida son Pe, Vt, Ir, Ix, ∆w y EI. En el modelo se pueden

2.1.3 - Generadores de Polos Lisos

El procedimiento es el mismo que el que se adopta para generadores de polos lisos. El diagrama fasorial para la máquina es el mismo que el de la figura 2.1, con la máquina representada por el modelo IV.

-"d

X

X

X

X

X

1 _Ms

s S E N - + + -V t + X "d 1

X

X

2.2 - Identificación

2.2.1 - Características Estáticas

Generalmente, el proceso de identificación consiste en estimular el sistema que está siendo ensayado, recogiendo informaciones sobre entrada y salida, normalmente bajo la forma de registros gráficos. Se utiliza, entonces, un algoritmo que permite obtener un modelo dinámico del proceso, usualmente una función de transferencia. Esta función se debe refinar hasta que aparezca como la representación matemática más fiel del proceso.

Estos modelos de generadores que se exponen aquí, deben ser entendidos, en lo que se refiere a identificación, como topológicamente definidos con parámetros para determinar. El esfuerzo de identificación, entonces, debe realizarse tratando de obtener las constantes de tiempo y reactancias.

El proceso de identificación de un generador sincrónico debe comenzar necesariamente por la definición de sus características estáticas. Para esto, se realizan los ensayos para obtención de las curvas de saturación en vacío y en cortocircuito. Tales curvas permiten obtener la reactancia sincrónica del eje derecho (saturada y no saturada) así como las constantes de tiempo Ag y Bg que

modelan la saturación. Tales curvas se observan en la figura 2.4.

Vt, It (pu)

1,0

EI (pu)

FIGURA 2.4 - Curvas de saturación en vacío y en cortocircuito

2.2.2 - Métodos de Identificación

Los ensayos de rechazo de carga [9], que permiten obtener los parámetros de eje directo y en cuadratura, son fáciles de ser ejecutados y no implican la abertura del barramiento blindado, como en los ensayos de norma.

Sea cual sea el método empleado, el procedimiento inicial debe comenzar por los datos estadísticos de las curvas de saturación en vacío y en cortocicuito.

El período más conveniente para la ejecución de los ensayos será en la revisión, aprobación y aceptación. La realización de los ensayos es dispendiosa y determina que se disponga de las máquinas por considerables espacios de tiempo, algo que ni siempre es posible. Por lo tanto el método de rechazo de carga, por no necesitar modificaciones en la casa de máquinas - excepto de la alimentación externa para el transformador de excitación, lo que es fácil de implantar - surge como una alternativa atractiva, siendo de fácil y rápida ejecución, y permitiendo la identificación, no solamente del eje derecho, como también del eje en cuadratura.

Por estos motivos se analizará con mayores detalles el ensayo de rechazo de carga. Este ensayo fue propuesto como una alternativa para la identificación de generadores, buscando eliminar los problemas de orden práctica inherentes a los otros ensayos [9], [12], [60], [61], [37], [39], [41].

El ensayo se realiza en dos etapas: en la primera se busca identificar los parámetros según el eje derecho, ya en la segunda, los parámetros del eje en cuadratura. En el primer caso la máquina se conecta al sistema de potencia y se subexcita de manera de que absorba una considerable carga reactiva. En esta condición solamente existe corriente según el eje derecho pues la potencia activa generada es nula. Se anotan los valores de la voltaje terminal, corriente y voltaje de campo y corriente de armadura, inmediatamente se abre el disyuntor de grupo. La figura 2.9 muestra el comportamiento del voltaje terminal y de la corriente de campo en este ensayo.

FIGURA 2.9 - Voltaje terminal y corriente de campo en el ensayo de rechazo de carga puramente reactiva

Ante la necesidad de alimentar el campo con otra fuente, el ensayo es fácilmente aplicable pues no son necesarias soluciones trabajosas como en los ensayos de cortocircuito brusco y de recuperación de voltaje. El mayor problema reside en la instrumentación. Los transductores necesitan ser bastante rápidos, siendo que este problema se agrava cuando se piensa en el registro del voltaje terminal. Es necesario un convertidor AC/CC, para que los instantes inmediatamente posteriores al rechazo no tengan la información degradada. Se puede utilizar en este caso un rectificador dodecafásico, sin filtrado en la salida.

La segunda etapa del ensayo consiste en rechazar una determinada carga tal que no exista componente de corriente según el eje derecho. La figura 2.10 muestra el diagrama fasorial de la máquina en esta condición. El rechazo de tal carga no provocará alteración en el eje derecho, apenas en el eje en cuadratura. La corriente de campo, no sufrirá ninguna alteración con el rechazo ya que sólo hay corriente sobre el eje en cuadratura. La figura 2.11 muestra el perfil típico del voltaje terminal en este ensayo. En la figura 2.11 fue suprimido el efecto de la variación de la velocidad sobre la voltaje.

El ensayo, inicialmente, es de fácil ejecución. El primer problema reside en la carga que será rechazada. Para colocar la corriente sobre el eje en cuadratura es necesario conocer Xq de antemano. Como Xq es resultado de la identificación, es

FIGURA 2.10 - Diagrama fasorial para el ensayo de rechazo de carga de acuerdo al eje en cuadratura

FIGURA 2.11 - Voltaje terminal en el ensayo de rechazo de carga de acuerdo al eje en cuadratura.

La variación inicial que se observa en la corriente de campo es proporcional a la corriente del eje derecho rechazada. Se dibuja un gráfico en el cual las abscisas representan Q/It2 y las ordenadas la variación de la corriente de campo. Luego de

xq

Q

It

=

₂

A pesar de que el procedimiento resulta trabajoso, cuando no se tiene una estimativa inicial de Xq, conduce a buenos resultados.

Otro problema que debe considerarse es el de la fijación del voltaje de campo. Para esto será necesario utilizar otra fuente. Mismo dentro de los sistemas con polarización cosenoidal, la variación de la frecuencia provoca variaciones en las tensiones de sincronismo del puente rectificador controlado, debido a la utilización de filtros para rechazar ruidos de la conmutación de los tiristores y, consecuentemente provoca variación del voltaje de campo. Será necesario componer una malla de control con ganancia alta, para mantener constante el voltaje del campo o utilizar una fuente externa estabilizada y regulable. En máquinas con excitatriz rotativa esto resulta todavía más problemático pues el aumento de velocidad provoca aumento de la voltaje de armadura y el control de este voltaje necesita, todavía, compensar los atrasos inherentes a los generadores CC en la regulación de voltaje.

La sobrefrecuencia causada por el rechazo de carga activa es proporcional a la carga. En los instantes iniciales, la variación de frecuencia es poco significativa y no produce mayores inconvenientes. En máquinas de polos salientes, donde hay apenas T"qo, prácticamente se procesa todo el régimen subtransitorio sin que

haya una variación apreciable de la frecuencia. En máquinas de polos lisos, este problema aumenta, causando dificultades en la determinación de X'qy T'qo.

Los ensayos se ejecutan con control manual de voltaje. REIVAX ha ejecutado identificaciones con el AVR en modo de control de corriente y control automático de voltaje también.

Un ensayo adicional de rechazo de carga con la máquina sobreexcitada, factor de potencia nulo y con regulador automático de voltaje, puede ser realizado para permitir una evaluación de los parámetros con un determinado nivel de saturación, además de propiciar una verificación global del modelo del sistema de excitación cuando éste sea motivo de la identificación.

Se puede realizar también, un ensayo según un eje arbitrario con la máquina subexcitada y con control manual del voltaje. Este ensayo se presta para identificación y para análisis.

El ajuste de los parámetros debe seguir un determinado procedimiento, de forma que se llegue a resultados satisfactorios sin un número excesivo de simulaciones.

2.2.3 - Ensayos de campo

gas/diesel) [37], Dona Francisca (2x63MW, Francis) [39] y El Paso Manaus (1x50MW, turbogenerador twin-pack; 2x68MW, turbogeneradores; 2x57MW, turbogeneradores con turbinas aeroderivadas LM6000 y 10x17MW, generador accionado por motor diesel Wärtsilä), [41] donde las maquinas son alimentadas a diesel, utilizando el método del rechazo de carga.

La figura 2.13 muestra el registro de rechazo de carga en William Arjona con la maquina 4 (46MW) operando en control automático de voltaje en 30,2MW, -8,0MVAr e alrededor de 13,6kV. La Figura 2.14 presenta un rechazo de carga en la unidad 1 (63MW), con la maquina operando en 12,8kV, 0,7MW y -20,0MVAr

FIGURA 2.13 – Rechazo en William Arjona # 4: ensayo y simulación (rojo)

En la central Dona Francisca han sido realizados ensayos según el eje directo y en cuadratura. La Figura 2.15 presenta el rechazo según el eje directo, con la maquina operando en 12,83kV, 1,5MW y –30,6MVAr. En la Figura 2.16 es presentado el rechazo de carga según un eje arbitrario, para identificación de los parámetros de eje en cuadratura, con la máquina operando en 12,79kV, 19,8MW y –30,3MVAr.

FIGURA 2.15 – Rechazo en Dona Francisca (eje directo): simulación en rojo

La Figura 2.17 es presentado un ensayo de rechazo de carga según un eje arbitrario en la Planta A (El Paso Manaus, 50MW). La maquina operava en 13,5kV, 5,9MW y -11MVAr con una sola turbina.

FIGURA 2.17 – Rechazo en la Planta A (simulación en rojo)

La Figura 2.18 presenta el rechazo de carga en la Planta B (El Paso Manaus, 68MW) con la maquina operando en 0,01MW, -15MVAr y 13,40kV.

FIGURA 2.18 – Rechazo en la Planta B, (simulación en morado)

FIGURA 2.19 – Rechazo de carga en la Planta D (simulación en azul)

En la Figura 2.20 es presentada la repuesta de Voltaje terminal de la máquina 1 de la Planta W (El Paso Manaus, 17MW) para un rechazo de carga practicamente sobre el eje directo (0,3MW, -7,18MVAr y 14,10kV).

2.2.4 - Influencia de la Temperatura

Para analizar la influencia de la temperatura en los parámetros de los generadores, es necesario evaluar las propiedades físicas de la resistividad y permeabilidad en los materiales que componen el núcleo y bobinas.

Tanto el bobinado de campo como las barras amortiguadoras y los bobinados de armadura, son construidos, de preferencia, en cobre, cuya resistividad es extremamente dependiente de la temperatura. Para un determinado bobinado de cobre, de resistencia R a 25°C, se puede escribir - sabiendo del problema de la distribución no homogénea de la temperatura en todo el cuerpo de la máquina -[22]:

R(T)

R( oC)

(

,

T)

,

=

25

234 5

+

259 5

Donde T es la temperatura de bobinado expresada en grados Celsius.

Se puede concluir que para una variación apenas de 20°C en el cobre, se constata una variación en torno de 7,7% en la resistencia efectiva del bobinado. Para el campo del generador las pérdidas por el efecto Joule son muy variables. La variación de la potencia remanente del régimen mínimo de excitación, por ejemplo 10% de corriente de campo, al régimen continuo máximo, por ejemplo 200%, resulta en un factor de 400. No obstante la regulación térmica suministrada por el sistema de enfriamiento y por la poca variación de potencia disipada en la armadura (en este ejemplo), se puede constatar que la temperatura en el bobinado de campo no permanecerá constante. El aumento de las corrientes de campo y armadura provocará un aumento, también, en la masa del núcleo, resultando así un aumento en la temperatura de las barras amortiguadoras con la consecuente variación de la resistividad, y una variación, a pesar de pequeña, en las pérdidas en el hierro (material sensible también a la temperatura).

No fue posible encontrar en la literatura, material sobre la variación de permeabilidad con la temperatura. Se piensa que tal variación no es muy significativa, ya que no existe ningún comentario sobre tal dependencia en la literatura pertinente al asunto. Materiales ferrosos, como el ferrite, por ejemplo, muestran una curva de magnetización bastante sensible a la temperatura [52]. Falta investigar la influencia de la temperatura en hierro silicio de grano orientado. Sin embargo, es necesario destacar que la temperatura provocará cambios dimensionales en la máquina, de las cuales, el más significativo será el entrehierro. Las alteraciones en el entrehierro provocadas por la temperatura pueden determinar cambios significativos en las reactancias y constantes de tiempo. Existe un campo de investigaciones para ser explotado.

provocará cambios apreciables en las constantes de tiempo y en el valor del voltaje básico de campo (que depende de la resistencia de campo).

Como la temperatura de los bobinados de la máquina depende de la carga suplida por el generador, de la temperatura ambiente, del sistema de enfriamiento y de su propio comportamiento dinámico, resulta impracticable incluir su efecto en los modelos. El grado de incertidumbre que se tendría en los parámetros sería muy grande. El procedimiento que se muestra más realista es el de referir todos los parámetros a una misma temperatura y utilizarlos así [22]. La propia saturación que afecta todas las reactancias y constantes de tiempo, ya presenta, al analista, un razonable grado de incertidumbre en lo que atañe a los parámetros.

Se sugiere, finalmente, que las temperaturas de los bobinados - en el momento de los ensayos y, siempre que sea posible - sea anotada. De esta forma será posible referenciar todos los parámetros a una misma temperatura.

2.3 - Conclusiones

Se aconseja usar el modelo IV pues permite una solución directa de la red y modela con buena precisión el comportamiento dinámico de la máquina.

Como metodología general de identificación, se entiende la perturbación del sistema y la observación de estímulos y respuestas. En el cómo, y en el dónde, estimular es que se encuentran las diferencias entre los métodos. Lo importante es que los ensayos suministren la cantidad suficiente de informaciones para el modelado. Sobre este aspecto los ensayos de rechazo de carga muestran resultados excelentes pues permiten obtener los parámetros del eje derecho y en cuadratura para puntos de trabajo donde la máquina efectivamente trabaja. La implantación del ensayo es también de suma importancia. Cierto tipo de ensayo como el de cortocircuito brusco sólo es posible de realización durante el período en que se realizan la revisión, la aprobación y la aceptación de la planta, debido a las dificultades que existen en la instalación del interruptor entre el generador y el transformador y, todavía, otras dificultades como la posibilidad de que la máquina ya no se encuentre en el período de garantía, etc. Las pruebas de rechazo de carga no presentan inconvenientes de este tipo.

eje arbitrario, donde se busca obtener los parámetros del eje en cuadratura, y es necesario modelar el eje derecho, se deben corregir las reactancias y constantes de tiempo de acuerdo al nivel de saturación mostrado en el ensayo.

3 - SISTEMAS DE EXCITACIÓN

3.1 - Funciones Ejecutadas

Un SE debe ser capaz de ejecutar las siguientes tareas [30], [60]:

a) Mantener el voltaje terminal de la máquina en el valor definido por el operador, o debe ser capaz de mantener una determinada relación entre voltaje y carga reactiva en toda la región de la operación;

b) Mantener el voltaje terminal dentro de los límites aceptables de trabajo, mismo en rechazos de carga plena y otros severos disturbios en el sistema de potencia (se consideran como una excepción los instantes inmediatamente posteriores al disturbio, debido a la imposibilidad de obtener una respuesta instantánea del SE);

c) Ser capaz de propiciar una excitación rápida en la partida del grupo sin sobrelevación de la voltaje terminal;

d) Ser capaz de responder con desempeño adecuado, a los comandos del operador o sincronizador automático en el momento de la sincronización de la unidad con el sistema;

e) Poseer elevada velocidad de respuesta de manera que sea posible corregir las variaciones de voltaje impuestas por variación de carga, generación o por cierres (por llaves) en el sistema;

f) Poder mantener valores de voltaje de campo superiores al valor nominal de la plena carga, mismo al existir cortocircuito trifásico en el barramiento de alto voltaje de la unidad;

g) Ser capaz de aplicar tensiones positivas y negativas al campo, en valores realmente superiores al valor básico de excitación, buscando influenciar el torque de aceleración de manera que se mantenga la máquina en sincronismo con el sistema de potencia, inclusive, frente a severos disturbios en el mismo;

h) En el caso de paralelo de unidades en la barra de alto voltaje, el SE debe ser capaz de compensar parte de la caída de voltaje en la reactancia del transformador elevador, o deberá ser provisto de una característica adecuada del voltaje en función de la carga reactiva, a fin de propiciar el paralelo de otros generadores en la propia barra terminal;

j) Ser capaz de limitar dinámicamente la operación de la máquina en regiones próximas al limite de estabilidad, independientemente de la necesidad de decrecimiento de la excitación que la malla de control del voltaje terminal imponga;

k) Ser capaz de contribuir de manera efectiva para la amortiguación de oscilaciones electromecánicas que aparezcan en el sistema de potencia o en la propia unidad;

l) Ser capaz de limitar dinámicamente la operación de la máquina en condiciones de sobreflujo, limitando la relación Volts/Hertz;

m) Opcionalmente ser capaz de limitar la corriente de armadura, referente a la carga reactiva, independientemente de la necesidad de aumento o decrecimiento de excitación que el control de voltaje imponga;

n) Todavía, como requisito opcional, se puede exigir que el SE sea capaz de mantener el voltaje en la barra de alto voltaje dentro de una faja especificada, ofreciendo, todavía, una división equitativa de la carga reactiva de las unidades en paralelo.

Estas funciones son las más importantes. Otras funciones con las cuales el SE debe ser dotado, como protección, alarma y señalización se encuentran fuera del objetivo de este trabajo.

3.2 - Modelado

Para ejecutar las tareas anteriormente mencionadas, el SE posee un conjunto de funciones. En los sistemas de excitación analógicos tales funciones son en realidad, sintetizadas por dispositivos. En los sistemas de excitación digitales, SED, las funciones son ejecutadas en "software". En los SEDs el problema del modelado e identificación se encuentra ya resuelto a priori. Esta sección habrá de encargarse de los sistemas analógicos ya que existe en ellos una necesidad de identificación y de verificación de los modelos. Serán descritas sucintamente las funciones del SE con comentarios sobre sus modos de acción.

Otros dispositivos asociados al SE no son utilizados generalmente, por este motivo no serán detallados aquí.

inequívocamente definidas. Esto no sucede, por ejemplo, con amplificadores magnéticos, en los cuales las funciones de transferencia varían en operación, como resultado de variaciones de temperatura, alimentación, etc. [17].

Mayores detalles referentes al funcionamiento de los dispositivos, pueden ser encontrados en el Anexo B.

El ESP, por su importancia, tendrá un capítulo a parte, enfocando su modelado con mayor profundidad.

a) Malla principal de control de voltaje (RT)

La figura 3.1 presenta la malla principal de control de voltaje. Se define "Vref"

como la voltaje de referencia comandada por el operador o sincronizador automático; "Error" representa la diferencia entre la referencia y la medida de voltaje terminal; "Vreg" representa el voltaje de regulación que comandará el

puente rectificador; Gfl(s) representa la función de transferencia del transductor

de voltaje; Gcl(s) representa el compensador de la malla de control, y Gp

representa la función de transferencia del puente rectificador controlado. La ganancia de la malla de regulación de voltaje es ajustable en KA.

-+ -+ KA 1+sTA Gc1(s) Gf1(s) + + + GP

Vref Verro + +

ESP LCC LV/Hz LSE Efd Vt + Vreg + CCR

FIGURA 3.1 - Malla principal de control de voltaje

Para que el regulador de voltaje (RT) presente una buena regulación estática de voltaje, es necesario que tenga una ganancia elevada en el canal directo, permitiendo que el error de regulación sea minimizado. La velocidad de respuesta elevada se obtiene con el bloque de potencia Gp, del tipo estático y el transductor

de voltaje con una banda de pasaje ancha. Los otros dispositivos que intervienen sobre el diagrama de bloques son:

ESP : Estabilizador de Sistemas de Potencia; LSE : Limitador de Subexcitación;

LV/Hz : Limitador de la relación Volts/Hertz. CCR : Compensador de Corriente Reactiva

a-1) Puente rectificador controlado

El puente rectificador controlado compone el bloque de potencia del SEE. Suponiendo un sistema trifásico, del tipo "bus-fed", con polarización cosenoidal a seis pulsos [35], [2], se puede escribir que:

E fd

=

3 2

_π

k V

₁

_t

cos

(a)

Donde (Kl Vt) es la voltaje del secundario del transformador de rectificación y α

es el ángulo de atraso de conducción de los tiristores.

El ángulo de atraso de conducción α, se establece por la comparación entre el voltaje de regulación Vreg, y un voltaje alternado, (k2 Vt), obtenido del voltaje del

secundario del transformador de rectificación y filtrada. Tal voltaje CA guarda una relación de fase específica con el voltaje secundario del transformador de rectificación de tal forma que se obtiene la siguiente relación para el ángulo α

(ver Apéndice B para mayores detalles):

Vreg (k Vt ) ( )

−

₂

cos

α

=

0

O,

α =

cos [

−

1

_{Vreg k Vt}

/ (

₂

)]

El ángulo presenta limites superior e inferior establecidos por los tiempos de disparo ("turn-on") y corte ("turn-of") de los tiristores.

Colocando las ecuaciones (3.1) y (3.3) en la forma de diagrama de bloques resulta la Figura 3.2 en que la ganancia Kp se da por:

Kp

=

_k

k

1

2

3 2

π

Kp

X

cos maxα

Vref cos minα

Efd

Vt

Para señales de regulación tales que los límites de disparo y corte no sean alcanzados, el puente es lineal e insensible a las variaciones de Vt.

Llamando de Vregb el cociente Efdo/Kp, se obtiene el valor base de voltaje de

regulación y el puente pasa a presentar una ganancia de 1pu/pu. Los techos de voltaje se obtienen por las relaciones:

Vmax

Vreg ton

Vregb

k Vtb

ton

Vregb

Vmin

Vreg toff

_Vregb

k Vtb

_Vregb

toff

=

=

=

=

(

)

cos(

)

(

)

cos(

)

α

α

α

α

2

2

Donde Vtb representa el voltaje nominal del generador, αton representa el ángulo

mínimo de atraso de conducción, αtoff representa el ángulo máximo de atraso de

conducción y Vreg(αti) representa el voltaje de regulación necesaria para provocar

αti. Como ton<toff, el techo negativo, en valor absoluto es inferior al techo

positivo. El análisis vale para tensiones positivas y negativas con la corriente siempre positiva.

Como el puente consigue variar la voltaje de salida, actualizando el ángulo α a cada 1/6 de ciclo de red, no será representada su característica dinámica. Otras formas de polarización se utilizan, como la llamada rampa-pedestal cuya característica de ángulo de atraso de conducción versus voltaje de regulación es lineal.

a-2) Transductor de voltaje

Por lo general, el voltaje terminal se obtiene por la rectificación del voltaje de los transformadores de potencial con posterior filtrado. Para que las constantes de tiempo del filtro no influencien de manera intensa el desempeño transitorio del SE, es común que la rectificación sea tomada de varias fases, como el transductor presentado en el capítulo anterior. De esta forma, como la primera armónica es de frecuencia elevada (360, 720Hz), se pueden utilizar filtros con elevada frecuencia de corte (80 rad/s). Se utilizan, por lo general, filtros de segundo o tercer orden.

En valores en el sistema pu, la ganancia del transductor de voltaje se considera unitario, lo que significa que el voltaje básico en el sumador de RT es la de la salida del filtro cuando la máquina se encuentra en el voltaje nominal.

a-3) Compensador de la malla principal

Compensadores del tipo PID también son utilizados, entendidos, aquí, como un caso en particular de avance-atraso. El compensador presentado en la figura 3.1 es del tipo derivativo en la realimentación, que, combinado con una ganancia KA

elevada, presenta una característica similar a la de un compensador de atraso. Los valores base necesarios para la conversión de la ganancia del compensador al sistema pu son el voltaje básico del filtro, Vfb, y el voltaje básico de regulación,

Vregb.

b) Compensador de corriente reactiva

Para que sea posible la colocación de varias unidades en paralelo en la barra de bajo voltaje del transformador elevador, o para que se pueda compensar la caída de voltaje en el mismo, en el caso de plantas con paralelo en alto voltaje, el sistema de excitación debe ser dotado de un compensador de corriente [43]. El compensador puede ser derivado de la corriente activa y reactiva, a pesar de que lo usual es que se utilice apenas la corriente reactiva [56]. El compensador de corriente reactiva (CCR) consiste, básicamente, en un transductor de corriente reactiva que llega a influenciar la referencia del regulador de voltaje de manera substractiva (paralelo en bajo voltaje) o aditiva (paralelo en alto voltaje). La figura 3.3 presenta la característica estática de un sistema de excitación dotado de CCR (positivo o negativo).

Vt

CCR>Ø

CCR<Ø

Ix (ind) cap

FIGURA 3.3 - Característica estática suministrada por el CCR

El CCR está constituido, usualmente, de un transductor lineal independiente, cuya salida se filtre y se sume (o substrae) en el sumador de RT, o de un dispositivo trifásico que, a través de potenciómetros y transformadores de corriente auxiliares, se adicione al voltaje de los transformadores de potencial normalmente en cuadratura, o sea: el voltaje entre las fases 3 y 1 se suma a la corriente de la fase 2.

La Figura 3.4 presenta un modelo para el CCR, en el que IX es la corriente

reactiva, VC es la salida del compensador, GF2(s) es la función de transferencia

Gf2(s)

Kc

Vc

Ix

FIGURA 3.4 -

La ganancia Kc tiene por base, en el sistema pu, la corriente nominal de la

máquina y el voltaje básico de la salida del filtro del transductor de voltaje. Así, si por ejemplo, el transductor de voltaje suministra 10V en el voltaje nominal y el CCR suministra 0,5V en la corriente nominal, siendo ésta puramente reactiva, tenemos:

Kc

=

0 5

=

pu

1 0

1 0

10 0

0 05

,

,

,

,

,

El CCR no necesita de una malla del tipo avance-atraso para garantía de estabilidad. El compensador de la malla de control principal posee recursos para tal.

c) Limitador de corriente de campo

El limitador de corriente de campo (LCC) se construye, usualmente, a través de un regulador no lineal de corriente. Tal regulador consiste, básicamente, de un transductor de corriente, de un comparador lineal de la corriente con la referencia de máxima corriente, de un dispositivo no lineal que amplifica apenas señales de error de comparación negativos, de una etapa de compensación y de un sumador con la señal de regulación. La Figura 3.5 presenta el diagrama de bloques del LCC. La función Gf3(s) representa la dinámica del transductor de

corriente, siendo GC2(s) la función de transferencia del compensador utilizado

para estabilizar la malla y NL1, un bloque de característica no lineal que amplifica apenas señales negativas. La referencia de máxima corriente puede ser del tipo

tiempo inverso, permitiendo ultrapasajes transitorias de la corriente máxima de

campo en régimen permanente.

Gf3(s)

EI

Gc2(s)

NL1

EImax

-+

FIGURA 3.5 - Diagrama de bloques del LCC

Los valores base para conversión de la malla de excitación al sistema pu son la corriente de excitación para el voltaje nominal en vacío en la línea del entrehierro, EI0, y el voltaje de regulación básica.

d) Limitador de subexcitación

El limitador de subexcitación (LSE) se construye, usualmente, de la mezcla ponderada de las señales de tres transductores: de voltaje terminal, corriente reactiva y corriente activa. La variante resultante de la suma se filtra, y estimula un bloque no lineal que amplifica apenas señales positivas. La señal resultante pasa por un compensador y actúa para aumentar el voltaje, siendo sumada a la referencia de RT.

La Figura 3.6 presenta una curva de capacidad ilustrando la línea de actuación del dispositivo. La Figura 3.7 presenta el diagrama de bloques del LSE.

FIGURA 3.6 - Curva de capacidad mostrando la línea de actuación del LSE

Kr

Ir

+

-

Gf4(s)

Gc3(s)

Ix

Kx

Kv

Vt

NL2

-FIGURA 3.7 - Diagrama de bloques del LSE

La función Gf4(s) representa la dinámica de los transductores de corriente activa,

reactiva y voltaje, siendo Gc3(s) la función de transferencia del compensador

lineal que amplifica apenas señales positivas. Aquí está siendo utilizado un filtro único para los tres transductores, usualmente de segundo orden.

Por el diagrama presentado se puede concluir que el LSE estará activo para:

−

_{kvVt kx I x kr Ir}

−

+

≥

0

Para un determinado voltaje terminal, se puede construir una función Ir=f(IX) que

defina la línea inicial de actuación del dispositivo, de acuerdo a la figura 3.6. Por el ajuste adecuado de los coeficientes kv, kx y kr se puede situar tal línea de

tal manera que evite la operación del generador próxima al límite de estabilidad y, eventualmente, evitar, también, la operación con la armadura en sobrecarga. Para definir los valores de las ganancias del LSE en el sistema pu se utiliza como base el voltaje y corriente nominales del generador, el voltaje básico de salida del filtro de transducción de voltaje, Vfb, y un voltaje intermediario, en el

sumador de los transductores, que puede ser cualquier valor de fácil manipulación.

e) Limitador Volts/Hertz

El limitador V/Hz (LV/Hz) se construye, usualmente, a través de un regulador no lineal del cociente voltaje por frecuencia. Tal regulador consiste, básicamente, de transductores de voltaje y frecuencia, de un dispositivo que divide el voltaje entre la frecuencia, de un comparador lineal de esta variable con una referencia de valor máximo, de un dispositivo no lineal que amplifica apenas señales de error de comparación negativas, de una etapa de compensación y de un sumador con la señal de regulación. La Figura 3.8 presenta el diagrama del LV/Hz.

Gf1(s) Vt

Gc4(s)

-Gf5(s) f

NL3 +

Vt máx. f

FIGURA 3.8 - Diagrama de bloques de LV/Hz

La función Gf5(s) representa la dinámica del transductor de frecuencia, siendo

Gc4(s) la función de transferencia del compensador utilizado para estabilizar la

Los valores base para la conversión de la malla de excitación al sistema pu son: el voltaje nominal, la frecuencia nominal y el voltaje de regulación básica.

Los filtros utilizados en las transducciones son, normalmente, de segundo orden, estando incorporados a los propios transductores.

f) Estabilizador de Sistema de Potencia

Otro dispositivo que actúa sobre el sistema de excitación es el estabilizador de sistema de potencia (ESP). Para la implantación de tal dispositivo se utiliza una grandeza eléctrica que se encuentre asociada a la parte mecánica del conjunto generador-turbina, usualmente Pe, ∆f, ∆w, Pa, δ, o bien una combinación de estas

señales [7], [11], [24], [28], [45], [59], [63]. La señal se procesa por un compensador de característica derivativa y sumada a la referencia de RT, modulando la voltaje terminal con la intención de provocar torque eléctrico en fase con el desvío de velocidad, en una determinada faja de frecuencias. El torque en fase con el desvío de velocidad es un torque de amortiguación. De esta forma se garante la amortiguación de oscilaciones electromecánicas [7]. La salida del estabilizador se limita para evitar una sobremodulación del voltaje terminal. Es usualmente necesario utilizar un esquema de bloqueo y reconexión para evitar la actuación del dispositivo en ciertas condiciones operacionales. La Figura 3.9 presenta el diagrama básico del ESP.

Gc5(s) NL4 G1(s)

LÓGICA DE BLOQUEIO E

REC.

FIGURA 3.9 - Diagrama de bloques del ESP

La función Gl(s) representa la síntesis de la señal utilizada para la estabilización,

incluyendo los filtros de los transductores. La función Gc5(s) representa la función

de transferencia del compensador utilizado para la estabilización de la malla y NL4 el limitador de salida. También se prevé para el dispositivo una lógica de bloqueo y reconexión automáticos. En el capítulo siguiente el ESP será expuesto con más detalles. La síntesis utilizada por la REIVAX comprende otras funcionalidades usualmente no previstas en otros ESPs.

3.3 - Identificación

3.3.1 - Metodología

[39], [40], [41], [42]. El objetivo es el de sugerir procedimientos para la realización de ensayos en sistemas de excitación.

Los ensayos de campo, para identificación paramétrica de SE, pueden ser divididos en tres grupos: ensayos de determinación de características estáticas; para determinación de características dinámicas y para la evaluación global de las mallas de control para posterior confrontación a través de simulaciones.

Existiendo disponibilidad y confiabilidad de diagramas electrónicos y estando éstos correctamente detallados, gran parte del trabajo de identificación puede ser realizado en la oficina. En centrales más antiguas, con documentación precaria, con los controladores tratados como "caja negra", el trabajo de identificación, normalmente es lento y caro.

Los ensayos tienen, por lo general, la descomposición en bloques de la manera más detallada posible, del dispositivo a prueba. Los bloques deben ser posibles de separación sin modificación de las funciones de transferencia individuales. En los circuitos eléctricos, básicamente, los bloques se separan en puntos donde la relación de impedancias de entrada por impedancias de salida es alta, o sea, si un bloque de baja impedancia de salida estimula un bloque de elevada impedancia de entrada, será posible la separación. Si se efectúa la identificación de esta forma, el modelado global del sistema resulta más fácil. Bloques de menor porte son más fáciles de modelar debido a la baja orden de las funciones de transferencia y a las pocas relaciones no lineales que presentan.

En los SEDs la etapa de identificación se restringe a las definiciones de las escalas de los transductores y características de los actuadores de salida. Esta gran ventaja se debe tener en cuenta cuando se realiza la especificación de un controlador pues, al optar por un controlador digital, se tendrá el modelado preciso y actualizado sin la necesidad de dispendiosos ensayos de identificación. Infelizmente, conforme demuestra la experiencia del autor, ni siempre es posible sensibilizar algunos fabricantes para que suministren una información detallada de sus equipos. De esta forma un tiempo precioso acaba siendo consumido en la realización de ensayos de campo. La REIVAX posee una política en la que suministra los modelos de sus SEs de la forma más detallada posible.

3.3.2 - Características Estáticas

La primera etapa para identificación de un proceso - o la parte desacoplable de un proceso - es la de la obtención de sus características estáticas. Tales características son, por ejemplo, relación entrada-salida, límites, características de ganancia en función de diales de potenciómetros, etc..

En la figura 3.10 se observa la curva de ganancia en función de la posición del potenciómetro que ajusta la ganancia del RT de la planta hidroeléctrica de Itaúba [57].

FIGURA 3.10 - Ganancia Ka versus posición del potenciómetro de ajuste

3.3.3 - Características Dinámicas

FIGURA 3.11 - Identificación de un filtro

a)

b)

FIGURA 3.11 - Diagrama de Bode: a) módulo

FIGURA 3.11 - Simulación del filtro ya identificado

3.3.4 - Ensayo de confrontación

El armado del modelo global se traduce por la composición topológica de los varios bloques individuales. Dentro de este modelo global se simulan los ensayos realizados en el campo pudiendo, así, realizar verificaciones del modelado corrigiendo imperfecciones que por ventura aparezcan debido a ensayos mal ejecutados o incorrecciones en los análisis individuales de los bloques.

Un ensayo del RT con la simulación efectuada para confrontación con el ensayo se exhibe en la figura 3.12, para el SE de la planta de Angra do Reis (1x650MW, Nuclear) [38] que es analógico y basado en una excitatriz brushless. Se nota una buena correlación entre las curvas, validando el modelo.

FIGURA 3.12 - Ensayo de respuesta al escalón (4,84%) del RT de Angra 1. Simulaciones en rojo. Variables ploteadas: Salida del RT,

+

-+

-+

+

+

+

-+

+

+

Se presentaron las funciones que un SE debe ejecutar y los dispositivos necesarios para tanto. Los modelos matemáticos de estos dispositivos fueron igualmente objeto de este capítulo. En el capítulo siguiente serán motivo de análisis buscando el ajuste adecuado de sus parámetros. Se consiguió así, un modelo global, que ilustra las funciones mínimas con las cuales un SEE debe ser dotado.

4 - ESTABILIZADOR DE SISTEMAS DE POTENCIA

4.1 - Histórico

Gaden, en un artículo de 1947 [16], sugería el uso de los reguladores de voltaje en vez de los reguladores de velocidad para amortiguar oscilaciones en los sistemas interconnectados. El concepto de variar el voltaje terminal en fase con los desvíos de frecuencia es la base de acción de los ESPs. Hay diferentes tipos de estabilizador en función de la variable de entrada [53].

En los años 60 y 70 el uso de los ESPs fue difundido. Al final de los años 70 De Mello [11] y la Ontario Hydro [28] desarrollaron el ESP basado en la potencia acelerante siendo que ésta era derivada de la potencia eléctrica y velocidad (o frecuencia).

La primera aplicación de este tipo de estabilizador en una planta hidroeléctrica se realizó en la Planta de Salto Osorio en 1983 [46]. Posteriormente fue introducido el concepto de filtro rastreador de rampa [48] que pasó a ser adoptado por la Ontario Hydro [29], [26]. A partir de 1989, donde se colocó en operación en Emborcão, São Simão e Itaúba, comienza el cambio generalizado de los ESPs para ESPs derivados de la potencia acelerante en las principales plantas del sistema brasileño, como el descrito en [15], [19], y [34]. En el año 1994 la REIVAX instaló los primeros ESPs basados en la potencia acelerante en Colombia en la planta Chivor [50]. En el año 1996 en un proyecto ambicioso y bien sucedido de la CAMMESA, se instalaron ESPs REIVAX en todas las principales plantas del sistema argentino [33], [63].

El ESP derivado de la potencia acelerante es mundialmente aceptado como la estructura capaz de propiciar amortiguación en una ancha faja de frecuencias sin provocar efectos colaterales como los ESPs derivados de la potencia o frecuencia [25], [26], [28], [46], [50], [53].

4.2 - Estructura

La potencia acelerante se obtiene de la combinación dinámica de la potencia eléctrica y de la velocidad (o frecuencia). Partiendo de la ecuación básica:

∆

w

Hs

(Pm Pe)

=

1

−

2

Resolviendo para la potencia mecánica tenemos:

1

2Hs

1

2Hs

w

Como la función integración provocaría "overflow" en el cálculo de la expresión, se multiplican los dos miembros de la ecuación por una función de tipo "reset".

T

Pm

T

Pe

sT

1

1

1

2H(1 + sT1)

=

2H(1 + sT1)

+

(1 + sT1)

∆

w

Restringiendo la banda frecuencial por la inclusión de un filtro pasa-baja con capacidad de rastreamiento de rampas, tenemos:

(

T

H( +sT )

Pm)F (s) (

T

H( +sT )

Pe

sT

( +sT )

Dw)F (s)

G f (s)

₍

(

_{sTrr )}

s Trr )

1

2

1

₁

1

1

2

1

₁

1

1

₁

1

1

4

1

4

=

+

=

+

+

El término a la izquierda puede ser entendido como siendo la integral de la potencia mecánica dividida entre 2H y limitada frecuencialmente por un filtro pasa-alta (el "reset") y un pasa-baja (F1(s)). Así, si de esta señal se substrae la

integral de la potencia eléctrica también dividida entre 2H y limitada frecuencialmente por el mismo "reset", se tendrá una señal proporcional a la integral de la potencia acelerante. Como la potencia mecánica ya posee una limitación natural en alta frecuencia, el hecho de agregarse un filtro pasa-baja a este canal no modificará substancialmente la información. El diagrama de bloques de la figura 4.1 presenta la derivación de la señal [28]. Están incluidos, en la figura 4.1, las funciones de transferencia de los transductores de frecuencia (o velocidad) y potencia.

Pe 1+sT1 T1/2H 1+sT1 sT1 + + -+ GfW (s) GfP (s) 1+4Trrs (1+Trrs)4

FIGURA 4.1 - Derivación de la señal para ESP.

4.3 - Características Lineales

1+sT3 1+sT4

1+sT5

1+sT6 1+sT8

1+sT7

1+sT2

K sT2ESP

FIGURA 4.2 - Compensadores del ESP

4.4 - Características no Lineales

La Figura 4.3 presenta las estructuras no lineales presentes en el ESP: el bloqueo y reconexión automáticos, conmutación de ganancia por nivel de potencia y "reset" no lineal.

→ →

→ →

5 - AJUSTES

5.1 - Introducción

Este capítulo busca presentar una metodología para el ajuste de las diversas funciones que actúan en el SE.

La actuación de los dispositivos que componen el SE no se produce de forma concomitante. Ciertos dispositivos tienen una actuación mutuamente exclusiva como, por ejemplo, los limitadores de corriente y subexcitación. De esta forma, llevándose en cuenta, todavía, los modos de operación del conjunto generador-turbina-transformador, es posible caracterizar varias situaciones topológicamente distintas, en las cuales la intervención de un u otro dispositivo implica mallas de control o limitación virtualmente diferentes.

Los modos de operación pueden ser agrupados, estableciéndose así, una secuencia natural para encarar el problema de ajuste de los dispositivos.

Se utilizan los modelos de generador presentados en el capítulo 2 y el sistema de excitación expuesto en el capítulo 3.

5.2 - Modos de Operación

Existe la necesidad de ajustar el SE de modo tal que él pueda realizar un óptimo desempeño estático y dinámico en cuanto la máquina opera en vacío (partida y sincronismo), y bajo carga (compensación de caída en el transformador elevador, amortiguación de oscilaciones electromecánicas, operación en límite de corriente o subexitación).

En las dos situaciones, existen cambios substanciales tanto en el modelado del generador y sistema de potencia, cuanto en el modelado del SE, debido a la acción no lineal de los limitadores, a la no operación del ESP y del CCR en vacío, etc..

Varios modos de acción quedan caracterizados, correspondiendo, por lo tanto, definirlos topológicamente.

5.2.1 - Operación en Vacío

En esta condición el análisis es necesario para garantir una buena respuesta del SE tanto en la partida cuanto para los comandos del operador o sincronizador automático, buscando la colocación de la máquina en paralelo con el sistema de potencia.

5.2.2 - Operación bajo carga

a) Operación normal

En esta condición el SE presenta, además del RT, el CCR y el ESP (si es que las condiciones de carga no implican que sea desconectado).

b) Operación en límite de subexcitación

En relación a la situación del ítem (a), se modela, adicionalmente, el LSE. c) Operación en límite en corriente de campo

En relación a la situación del ítem (a), se modela adicionalmente, el LCC.

5.3 - Ajustes del Sistema de Excitación

5.3.1 - Regulador de Voltaje

En la operación en vacío, son necesarios los siguientes requisitos [30].

a) Que en la partida de sobreelevación (overshoot) verificada no ultrapase el tope de la máxima voltaje permitida en el generador;

b) Que la respuesta a los comandos del operador o sincronizador automático sea rápida y con baja sobreelevación;

c) Que el error estático a los comandos en la referencia sea mínimo.

Los ajustes que serán efectuados aquí, son el de la ganancia transitoria y de la ganancia estática del RT. Existe un problema de control clásico en el que se desea maximizar la ganancia con poca sobreelevación.

En el capítulo 3, Figura 3.1, Gcl(s) es la función de transferencia del compensador

de la malla principal de control de voltaje. Si suponemos que Gcl(s) es un

compensador de atraso [8], [31] en el camino directo de la malla tendremos:

Gc (s)

1

K A( sT )

₍

_{s T )}

1

₁

1

₁

=

+

+

β

Donde β es el factor que atenúa la ganancia estática, KA es la ganancia estática y

T1 la constante de tiempo asociada al compensador. La ganancia transitoria es:

El compensador de atraso generalmente introduce un modo lento (de elevada constante de tiempo) en la respuesta de malla cerrada [6], [32] de tal forma que, la respuesta al escalón de la malla cerrada, pasa a mostrar elevado tiempo de estabilización. Para minimizar la amplitud de tal modo, se debe tener una constante de tiempo, T1, elevada.

La forma más simple de efectuar el ajuste, es a través de la simulación. La REIVAX utiliza el "software" SSD para realizar tales estudios. El objetivo es el de maximizar la ganancia estacionaria para obtener un error estacionario bajo -con una respuesta al escalón que presente baja sobreelevación y tiempo de estabilización.

Es conveniente efectuar un modelado completo del RT y del generador, y simular la partida del conjunto, considerando que la excitación se aplica en la velocidad nominal. El refinamiento de los ajustes se debe efectuar a través de ensayos de campo.

5.3.2 - Compensador de Corriente Reactiva

El ajuste del CCR se efectúa de forma que se compense una parte de la caída de voltaje en el transformador elevador, ya que, en grandes plantas, el paralelo de los grupos se realiza en alto voltaje [60]. En plantas pequeñas, donde dos o más máquinas pueden compartir el transformador elevador, el CCR provee una característica voltaje versus corriente reactiva descendente, de forma que sea posible un paralelo estable en bajo voltaje [56].

Usualmente se ajusta el CCR en la faja de 1/2 a 2/3 de la reactancia del transformador elevador [43]. Se utiliza el criterio de proveer la misma regulación en bajo voltaje (aditiva, Xt/2) y alto voltaje (substractiva, Xt/2), como lo que fue

presentado en la figura 3.3. No existen ajustes dinámicos para efectuar.

5.3.3 - Limitador de Subexcitación

Para el LSE es necesario efectuar dos tipos de ajustes: el de la línea inicial de actuación del dispositivo y el ajuste de la malla de compensación y ganancia. El ajuste de la línea de actuación es más simple. Utilizando la simbología adoptada en el diagrama de bloques expuesto en el capítulo 3, la línea de actuación se define por:

k rIr k xIx k vVt 0

−

−

≥

O (en el inicio de la actuación):

I r

k xIx k vVt

k r

Para la curva de capacidad en voltaje nominal se puede substituir Pe y Q por Ir y

-Ix respectivamente. Se definen dos puntos de la curva por los cuales deberá

pasar la recta de definición del límite de actuación del dispositivo.

Uno de los parámetros, Kx, Kv, o Kr, se fija mientras que los otros dos se ajustan

de modo que se obtenga la recta deseada.

I r

k xIx k vVt

k r

=

+

La figura 3.6, ya presentada, ilustra la recta de actuación del dispositivo.

Para el ajuste dinámico es necesario efectuar un estudio de simulación máquina contra barra infinita, buscando evaluar la actuación dinámica del dispositivo. Es conveniente que tal estudio se realice para, por lo menos, dos cargas: en la máxima potencia activa y reactiva, que localice el punto de operación casi sobre la recta de actuación del dispositivo, y con carga activa nula, también casi sobre la recta de actuación del dispositivo.

El criterio sugerido para el ajuste, es el de la maximización de la ganancia, a fin de minimizar el error de ultrapasaje de la recta de actuación, con un buen desempeño transitorio.

El RT debe ser estimulado con escalón en la referencia en el sentido de reducir la voltaje y provocar la actuación del dispositivo. Las constantes de tiempo y ganancia se pueden ajustar a través de simulaciones sucesivas. El refinamiento final de los parámetros se obtiene a través de ensayos de campo.

5.3.4 - Limitador de Corriente de Campo

A ejemplo del LSE, el ajuste del LCC no es muy comentado en la literatura. Por este motivo, los procedimientos aquí sugeridos para ajuste, se fundamentan en la experiencia de la REIVAX.

El tope de corriente para actuación del LCC es un dato suministrado por el fabricante del generador. El SE siempre posee mayor capacidad de corriente que aquella admisible como la de operación continua del generador.

Una vez definido el tope de actuación del dispositivo, se debe ajustar su malla de compensación. El criterio sugerido para tal ajuste es, nuevamente, el de maximizar la ganancia del dispositivo para limitar el error de sobrecorriente con una garantía de buen desempeño transitorio.

El procedimiento para ajuste del compensador de atraso es similar al que fue expuesto para el LSE. Se simulan en las dos condiciones de carga propuestas, escalones positivos en la referencia del RT de forma de provocar la actuación del dispositivo. Por un proceso de tentativa y error, a través de simulaciones sucesivas, se refinan los ajustes.

Los ajustes finales se obtienen a través de ensayos de campo.

5.3.5 - Limitador Volts/Hertz

El ajuste de este dispositivo tampoco es muy comentado en la literatura. De esta manera, los procedimientos aquí sugeridos para el ajuste, se fundamentan en la experiencia de la REIVAX.

El tope de la relación Volts/Hertz para actuación del limitador debe respetar la curva de saturación del transformador elevador.

Definido el tope de actuación del dispositivo, se debe ajustar su malla de compensación. El criterio sugerido para el ajuste es, nuevamente, el de maximizar la ganancia del dispositivo para limitar el error de sobrecorriente con la garantía de un buen desempeño de transitorio.

Se sugiere la realización de estudios de simulación para dos condiciones: máquina girando en vacío en el voltaje nominal donde el dispositivo interviene cuando se provoca subvelocidad del grupo actuando sobre el regulador de velocidad y, con la máquina en la velocidad nominal, aplicándose escalones en la referencia del RT de forma de provocar la actuación del limitador.

El procedimiento para ajuste del compensador de atraso es similar al que fue expuesto para el LSE. Por un proceso de tentativa y error, a través de simulaciones sucesivas, se refinan los ajustes.

Los ajustes finales se obtienen a través de ensayos de campo.

5.4 – Ajustes del Estabilizador de Sistema de Potencia

5.4.1 - Consideraciones Iniciales

El ESP es un dispositivo que necesita de varios ajustes: ganancia, constantes de tiempo, fajas y niveles de bloqueo y reconexión automáticos. La acción del ESP existe para proveer la amortiguación de oscilaciones electromecánicas locales, intermáquinas e interáreas [48].

estructurales, en tres grandes bloques: el de la síntesis de la grandeza que será utilizada para la estabilización; el bloque que conforma la grandeza de estabilización a través de filtros y compensadores, de forma que se obtenga una característica de ganancia y fase adecuadas para la modulación del voltaje terminal; finalmente, un bloque no lineal, de bloqueo y reconexión automáticos, cuya función es inhibir o habilitar la acción del limitador de acuerdo a varias condiciones lógicas [48], [63]. Recientemente la REIVAX agregó una función: el "reset" no lineal [49], que mejoró substancialmente la acción del dispositivo en condiciones operativas de subexcitación. Se aconseja una red adicional, responsable por la supervisión del dispositivo.

La utilización adecuada del ESP, se debe fundamentar en los siguientes estudios: definición de la variable que será utilizada para la estabilización; la estructura de compensadores de avance-atraso y filtros más adecuados y, todavía, la selección de las condiciones lógicas para bloqueo e reconexión.

La señales que se utilizan más comúnmente para estabilización suplementaria, son las siguientes: velocidad del eje de la máquina [5]; frecuencia en los terminales de la máquina [24]; potencia eléctrica [59]; potencia de aceleración, siendo ésta obtenida o de la potencia eléctrica y velocidad [28] o de la potencia eléctrica y frecuencia [11] o de la potencia eléctrica y apertura del distribuidor [59].

Es inevitable el surgimiento de algunos problemas de carácter operacional o dinámico [31], [45], [48], cuando se está utilizando el ESP. Entre los más relevantes podemos citar:

P1) Amplificación de las oscilaciones de presión/potencia provenientes de la cavitación principalmente en turbinas Francis [45];

P2) Variación acentuada de la potencia reactiva en las tomadas de carga activa, por acción de reguladores de velocidad pobremente amortiguados, por la acción del operador o del control de carga y frecuencia, CCF [48];

P3) Interacción con modos lentos del regulador de velocidad, debido a ciclos límites provenientes de descansos o zonas muertas en las válvulas de comando de los servomotores [45], [48];

P4) Refuerzo de sobretensiones en situaciones de subfrecuencia ante el alivio de grandes bloques de carga [13], [59];

P5) Disminución de la amortiguación de modos con frecuencia mucho más elevada que el modo local, debido a las singularidades existentes en las propias mallas de control de voltaje [46].

El problema P1, por ejemplo, restringe el uso de señales derivadas puramente de la potencia eléctrica. Será necesario la adopción de un filtro corta-faja para rechazar los modos de oscilación de la cavitación. Sin embargo, como tales modos se encuentran próximos de los modos de oscilación interaéreas (0,5Hz), el ESP resulta ineficaz en esta faja de frecuencias si llega a estar dotado de filtro corta-faja.

El problema P2 también se agrava con el uso de ESP derivados de la potencia eléctrica, ya que esta grandeza reproduce casi que fielmente la potencia mecánica en bajas frecuencias (la malla que describe el comportamiento electromecánico del conjunto generador-turbina-sistema de potencia actúa como un filtro pasa-baja en la función Pe/Pm), estimulando, de forma muy intensa, el

SE en las tomadas de carga. El uso de filtros de "reset" atenúa el problema pero no lo resuelve.

La señal de potencia eléctrica, presenta mayores facilidades de ajuste pues permite la compensación de grandes atrasos de fase en el SE [47].

El problema P3 implica nuevamente la utilización de señales con gran rechazo y bajas frecuencias. En el caso de que la variable que será utilizada para estabilización no presente tales características, surge la necesidad de dotar al ESP con pesados filtros pasa-alta con la finalidad de provocar una gran atenuación en bajas frecuencias [48].

El problema P4 implica una selección de criterios, de variables y niveles de bloqueo y reconexión.

El problema P5 depende mucho del SE y de la atenuación de altas frecuencias que el ESP posee [48], [58].

5.4.2 - Estabilizador Derivado de la Potencia de Aceleración

El uso de ESPs derivados de la potencia acelerante, basados en la potencia eléctrica y velocidad o frecuencia, se encuentra mundialmente difundido. Existe un caso, el del sistema eléctrico argentino, en el cual todos los ESPs, de fabricación de la REIVAX, son derivados de la potencia acelerante [33], [63]. La construcción básica de la señal de potencia acelerante fue presentada en la Figura 4.1 [28].

De acuerdo a ensayos comparativos entre varios tipos de estabilizador se puede observar lo siguiente:

b) Existió acción efectiva de amortiguación sobre los modos intra-planta (1,5Hz), local (1,0Hz) e inter-área (0,5Hz);

c) No se observó variación de la potencia reactiva en las tomadas de carga activa, ya sea sobre los comandos del operador sobre el regulador de velocidad, ya sea sobre la actuación del control automático de la generación;

d) Se constató un ajuste robusto, con ajuste no críticos, y con posibilidad de la utilización de ganancias mucho mayores de las que el ESP derivado del desvío de frecuencia;

Resultados excelentes en la insensibilización de las tomadas de carga, se obtienen utilizando un filtro, Gf(s), con capacidad de rastreamiento de rampa

[48]. Tal tipo de filtro es capaz de minimizar (aproximadamente) unas 10 veces la máxima fluctuación transitoria de voltaje durante variaciones de la potencia mecánica.

En altas frecuencias, el filtro se comporta como un filtro pasa-baja de tercer orden, permitiendo la atenuación de modos poco amortiguados que podrían ser, eventualmente, estimulados por el canal de frecuencia.

Otro aspecto que merece estudios es el de la robustez del ESP, o sea, es necesario que la acción del estabilizador sea adecuada en las varias condiciones de despacho, mismo, frente a la presencia de variaciones topológicas en el sistema de potencia.

La robustez es una característica observada en los ESPs derivados de la potencia eléctrica o de aceleración [48]. Con estas variables, los ajustes se vuelven menos críticos pudiendo obtenerse buenas respuestas en condiciones muy variadas de despacho.

La función primordial del ESP - la amortiguación de oscilaciones - se debe cumplir en una ancha banda de frecuencias a fin de conseguir una acción efectiva tanto en oscilaciones inter-área como en el modo intra-planta [27]. Normalmente se prevé una banda que comprende frecuencias de 0,1Hz a 2Hz [27]. De esta forma la función de transferencia del dispositivo debe ser profundamente estudiada y dotada de gran flexibilidad de ajustes.