coordinacion de protecciones de tren de laminacion de sidetur
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UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR COORDINACIÓN DE INGENIERÍA ELÉCTRICA
ESTUDIO DE COORDINACIÓN DE PROTECCIONES ELÉCTRICAS DEL TREN DE LAMINACIÓN DE SIDETUR PLANTA ANTÍMANO
POR MATS NALSEN
INFORME FINAL DE PASANTÍA PRESENTADO ANTE LA ILUSTRE UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
COMO REQUISITO PARCIAL PARA OPTAR AL TÍTULO DE INGENIERO ELECTRICISTA
Sartenejas, Julio del 2007.
UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR COORDINACIÓN DE INGENIERÍA ELÉCTRICA
ESTUDIO DE COORDINACIÓN DE PROTECCIONES ELÉCTRICAS DEL TREN DE LAMINACIÓN DE SIDETUR PLANTA ANTÍMANO
POR MATS NALSEN
TUTOR ACADÉMICO: PROF. ELMER SORRENTINO.
TUTOR INDUSTRIAL: ING. PABLO GARCÍA.
INFORME FINAL DE PASANTÍA PRESENTADO ANTE LA ILUSTRE UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
COMO REQUISITO PARCIAL PARA OPTAR AL TÍTULO DE INGENIERO ELECTRICISTA
Sartenejas, Julio de 2007
iv
ESTUDIO DE COORDINACIÓN DE PROTECCIONES ELÉCTRICAS DEL TREN
DE LAMINACIÓN DE SIDETUR PLANTA ANTÍMANO
POR
MATS NALSEN
RESUMEN
En el presente trabajo se realizó un estudio de coordinación de las protecciones eléctricas
del Tren Continuo de Laminación de SIDETUR Planta Antímano. Dicho estudio contempló la
toma y actualización de datos, el cálculo de niveles de cortocircuito, la coordinación y ajustes de
las protecciones de sobrecorriente, así como la descripción y ajuste del relé diferencial del
transformador ubicado en la subestación principal. Además, en el trabajo se incluyó la
descripción básica del sistema de control de velocidad de los motores de corriente continua
involucrados en el proceso, ya que el conocimiento de dicho sistema fue necesario para realizar
algunas labores de detección y reparacion de anomalias.
A partir del análisis del estado actual y de la coordinación deseable de las protecciones se
sugirió la sustitución de 12 fusibles, así como el cambio de los ajustes de los parámetros de los
interruptores de la planta. Por otra parte se verificó que los ajustes del relé diferencial del
transformador principal y de los relés de sobrecorriente eran adecuados.
v
Para tí Papá…………..
vi
Agradecimientos.
A María Alejandra Liscano por ser mi apoyo incondicional en todo momento, TE AMO
mi cielo GRACIAS.
Al Pure y a la Vieja, porque gracias a su ladilla estoy aquí, los quiero mucho.
Al Comegente, por estar ahí en los momentos difíciles.
Al Profesor Elmer Sorrentino, por ser un gran amigo en estos momentos tan difíciles.
A Michel Santaguiliana, por darme tanto de que aprender y confiar en mi.
Al Personal de SIDETUR por darme la oportunidad de realizar mi pasantía con ellos,
especialmente para Pablo García, Juan Subirá, Elena Dávila, Damaris Soto, José Manuel
Hernandez y Hector Milano.
vii
INDICE
1.INTRODUCCIÓN…………………………………………………………………….1
2. DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA Y OBJETIVOS DEL TRABAJO……………..3
2.1. Descripción de la empresa…………………………………………………..3
2.2. Objetivos del Trabajo……………………………………………………….6
3. DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA ELÉCTRICO EN ESTUDIO……………………...7
3.1. Descripción general del sistema eléctrico………………………………...…7
3.2. Descripción de los equipos eléctricos…………………………………….....9
3.3. Control de velocidad de los motores de castillos.………………………….13
3.3.1 Descripción del motor de corriente continua con excitación
independiente…………………………………………………………………...13
3.3.2 Principios básicos de la Regulación de Velocidad de los motores del Tren
Continuo………………………………………………………………………...16
4. CÁLCULO DE NIVELES DE CORTOCIRCUITO………………………………...24
4.1 Fallas Trifásicas……………………………………………………….…….26
4.2 Fallas Bifásicas……………………………………………………………...28
4.3 Fallas Bifásicas a Tierra…………………………………………………..…29
4.4 Fallas Monofásicas a Tierra………………………………………….……....31
5. DESCRIPCIÓN DE LOS EQUIPOS DE PROTECCIÓN…………………………...33
viii
5.1. Descripción general del sistema protecciones……………………………...33
5.2 Relés de Sobrecorriente………………………………………………….….35
5.2.1 Descripción General……………………………………………....35
5.2.2 Datos de Placa y Ajustes Actuales…………………………….….41
5.3 Relés Diferenciales Tipo BDD 15B 13 ATF……………………………….43
5.3.1 Descripción General……………………………………….……...43
5.3.2 Características de funcionamiento………………………….……..44
5.3.3 Características Constructivas……………………………….……..50
5.3.4 Datos de Placa y Ajustes Actuales………………………….…….56
5.4 Interruptores tipo DS………………………………………………….…….57
5.5 Fusibles utilizados en la planta……………………………………….……..59
5.6 IQ Data Plus II……………………………………………………….……...61
6. COORDINACIÓN DE PROTECCIONES DE PLANTA ANTIMANO DE SIDETUR
S.A………………………………………………………………………………..……..62
6.1. Análisis del estado actual de las protecciones…………………….............66
6.1.1. Curvas Tiempo – Corriente……………………………….……..66
6.1.2. Análisis de las curvas de Tiempo – Corriente…………….……...75
6.2. Ajustes y recomendaciones propuestas para la coordinación de protecciones del Tren
Continuo………………………………………………………………………………...77
ix
6.2.1. Ajustes y recomendaciones propuestas para las ramas de alimentación de los
Motores de Castillos……………………………………………………………77
6.2.2. Ajustes y recomendaciones propuestas para las ramas de alimentación de los
centros de potencia……………………………………………………………..79
6.2.3. Ajustes propuesto para los relés de sobrecorriente CO-8 Y 12
IAC……………………………………………………………………………..81
6.2.4. Ajustes propuesto para el relé diferencial 12
BDD…………………………………………………………………………….84
6.2.5. Ajustes de los parámetros de protección programables del equipo IQ DATA
PLUS II……………………………………………………………....................87
7. CONCLUSIÓN………………………………………………………………………95
BIBLIOGRAFÍA…………………………………………………………………..........97
ANEXO 1. Características del circuito de alimentación de la C.A La Electicidad de Caracas.
ANEXO 2. Manuales de los equipos IQ Data Plus y Ampgard.
ANEXO 3. Carga conectada a los centros de potencia (PC).
ANEXO 4. Diagramas completos del sistema de control de velocidad de motores.
ANEXO 5. Características de Tiempo-Corriente de los dispositivos de protección y equipos de la
Planta.
x
INDICE DE TABLAS Y FIGURAS.
TABLAS
Tabla I, Datos de placa de los Transformadores de la sala eléctrica…………………...10
Tabla II, Datos de placa de los rectificadores de los motores de castillos………….…..11
Tabla III. Datos de placa de los motores de Castillos……………………………….….11
Tabla IV. Corrientes de cortocircuito del Tren Continuo………………………………32
Tabla V. Ajustes actuales de los interruptores de los centros de potencia……………..58
Tabla VI. Fusibles utilizados en el Tren Continuo……………………………………..60
Tabla VII. Tabla de datos de los fusibles propuestos ………………………………….78
Tabla VIII. Ajustes propuestos para los interruptores de los centros de potencia……...80
FIGURAS
Figura 1. Organigrama general de SIDETUR…………………………………………...4
Figura 2. Diagrama unifilar del Tren Continuo………………………………..………...8
Figura 3. Modelo eléctrico en régimen permanente del motor de corriente continua de excitación
independiente…………………………………………………………………………...13
Figura 4. Característica de Torque y Potencia disponible en función de la velocidad, considerando
corriente de armadura constante igual a su nominal…………………………………….15
Figura 5. Diagrama de bloques del sistema de control de velocidad de los motores de
castillo………………………………………………………………………….………..18
xi
Figura 6. Diagrama de bloques del sistema de control de tensión de los motores de
castillo…………………………………………………………………………………..21
Figura 7. Modelo equivalente para falla trifásica en el secundario del transformador del castillo 1
y 2 ref. 600V……………………………………………………………………………26
Figura 8. Modelo de falla bifásica a tierra……………………………………………...29
Figura 9. Vista frontal del relé IAC 51…………………………………………………37
Figura 10. Vista posterior del relé IAC 51……………………………………………..38
Figura 11. Diagrama eléctrico de las conexiones internas del relé IAC 51……………39
Figura 12. Característica tiempo corriente para el relé IAC 51………………………...40
Figura 13. Características de operación de la unidad principal y la unidad
instantánea……………………………………………………………………………...45
Figura 14. Características de operación para diferentes ajustes de pendiente o Slope…46
Figura15. Característica típica de la forma de onda de corriente ante falla……………48
Figura 16. Característica de la forma de onda de la corriente de magnetización………48
Figura 17. Vista frontal y posterior del relé diferencial BDD15……………………….54
Figura 18. Diagrama de conexiones eléctricas internas del relé diferencia BDD15…...54
Figura 19. Diagrama de conexiones externas del relé BDD15…………………………55
Figura 20.Vista frontal del interruptor Westinghouse tipo DS ………………………...58
Figura 21. Coordinación actual de la rama de alimentación del Cast. 1 y 2, y Molino de
Alambre………………………………………………………………………………....67
Figura 22. Coordinación actual de la rama de alimentación del Cast. 3 y 4…………...68
Figura 23. Coordinación actual de la rama de alimentación del Cast. 5 y 6, y 7 y 8…..69
Figura 24. Coordinación actual de la rama de alimentación del Cast. 9, 11, 13 y 14….70
Figura 25, Coordinación actual de la rama de alimentación del Cast. 10 y 12………...71
xii
Figura 26. Coordinación actual de la rama de alimentación del Centro de Potencia PC-1, PC-2,
PC-3, PC-4 y PC-5……………………………………………………………….…….72
Figura 27. Coordinación actual de la rama de alimentación del Centro de Potencia .PC-
6………………………………………………………………………………………...73
Figura 28. Coordinación actual de la Subestación del Tren Continuo………………..74
Figura 29, Coordinación propuesta para los centros de potencia PC-1 al PC-5………..89
Figura 30, Coordinación propuesta para la rama del Cast. 1 y 2, y el Molino de
Alambre………………………………………………………………………………...90
Figura 31, Coordinación propuesta para la rama del Cast. 3 y 4………………………91
Figura 32, Coordinación propuesta para la rama del Cast. 5 y 6, y 7 y 8……………...92
Figura 33, Coordinación propuesta para la rama del Cast. 9 al 14…………………….93
Figura 34, Coordinación propuesta para la S/E del Tren Continuo…………………….94
1
1. INTRODUCCIÓN
En este trabajo se presenta un estudio de coordinación de las protecciones eléctricas de
SIDETUR Planta Antímano, específicamente del Tren Continuo de Laminación, que es el sector
de la planta que está actualmente en operación productiva. El sistema eléctrico en estudio se
alimenta en 69 kV desde la C.A. La Electricidad Caracas. Un transformador de 10 MVA alimenta
la barra principal en 4,8 kV, de ésta se alimentan 18 circuitos, de los cuales 11 alimentan motores
de corriente continua (mediante los transfomadores y rectificadores correspondientes) y 7
alimentan centros de distribución a 480 V (denominados en la empresa centros de potencia, o PC
por sus siglas en inglés). La coordinación de protecciones que se describe en este informe abarca
los sistemas de media y baja tensión en AC.
El estudio incluyó la recopilación y actualización de los datos de los equipos, el cálculo de los
niveles de cortocircuito y la coordinación de las protecciones. Además se estudió el sistema de
control de los motores en corriente continua, pues durante el desarrollo de la pasantía hubo una
participación activa en el diagnostico y ajuste de las tarjetas controladoras de dichos motores.
Para desarrollar el presente trabajo se contó con un estudio del sistema eléctrico que existía en
1989 [1], en el cual se describe la coordinación entre la protección de sobrecorriente del
transformador principal de la planta y la protección de sobrecorriente del circuito de 69 kV
perteneciente a la empresa de electrificación. Además, se contó con un estudio de carga eléctrica
del sistema de la empresa en el año 1994 [2], el cual fue de utilidad como uno de los puntos de
2
partida para la recopilación y actualización de la información del sistema. Por otra parte fue
posible ubicar un estudio previo de la coordinación de protecciones de la empresa, realizado en
2002 [3], pero su contenido no fue considerado de utilidad para la realización del presente
trabajo.
La realización del estudio de coordinación de protecciones que se describe en este informe es
importante para actualizar la información del sistema eléctrico y para actualizar la coordinación
las protecciones. Como es bien conocido, coordinar las protecciones de un sistema eléctrico es
importante para lograr la mejor combinación posible de selectividad, sensibilidad, rapidez,
confiabilidad y seguridad del sistema de protección.
El tema de la coordinación de las protecciones en sistemas eléctricos en media y baja tensión
es uno de los temas que tradicionalmente ha sido desarrollado en el área profesional de la
ingeniería eléctrica. Por esta razón, hay suficiente información en libros de texto [4] – [5] y en
diversos manuales y estándares [6] – [7]. Finalmente, es conveniente destacar que hay diversos
estudios de coordinación de protecciones que se han realizado, específicamente en la Universidad
Simón Bolívar, a través del programa de pasantía [8] – [9].
3
2. DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA Y OBJETIVOS DEL
TRABAJO.
2.1. Descripción de la empresa.
En 1948 se fundó la empresa Siderúrgica Venezuela, S. A. (SIVENSA), mediante la
apertura de su primera acería en la zona industrial de Antímano (Caracas). En 1977 SIVENSA
adquiere la empresa Siderúrgica del Turbio (SIDETUR) y a partir de ese año SIDETUR se
convierte en la división de SIVENSA que centraliza las operaciones de las plantas de acería y
laminación de la empresa. Hoy en día, SIDETUR se encarga de las plantas ubicadas en
Antímano, Barquisimeto, Guarenas, Valencia, Lara y Puerto Ordaz (Casima), así como de los 11
centros de acopio ubicados en las diferentes regiones del país.
Cada una de las plantas de SIDETUR está organizada por gerencias o departamentos, los
cuales reportan a la Gerencia de Planta. En el Departamento de Mantenimiento Central de Planta
Antímano se realizó esta pasantía, y la ubicación de dicho departamento en el organigrama
general de la empresa se muestra en la figura 1.
4
DirecciónGeneral
Auditoría de Dirección
Gerencia deRelaciones
Institucionales
Coordinación deComunicación
Corporativo
Gerencia dePlanificación y
Tecnología
Gerencia deAdministración y
Finanzas
Coordinación deFinanzas
Coordinación deTesorería
Coordinación deCobranzas
Coordinación deImpuesto
Coordinación deConsolidación
Gerencia deInformática
Coordinación deContabilidad
Gerencia deRelacionesIndustriales
Dpto. deAdministración de
Personal
Dpto. de RecursosHumanos
Gerencia de Ventasy Mercadeo
Dirección deSuministros
Gerencia deMantenimiento
Dpto. de ServiciosAdministrativos
OperacionesCaracas
OperacionesValencia
OperacionesCagua
OperacionesBarquisimeto
OperacionesSanta Lucía
OperacionesCiudad Ojeda
Dpto. de VentasInternacionales
GerenciaComercialColombia
Dpto. de VentasNacionales
Ventas Oriente,Centro y Occidente
OperacionesBarcelona
OperacionesPuerto Ordaz
OperacionesEl Tigre
OperacionesMaturín
Gerencia de PlantaAntímano Guarenas
Gerencia deLogística
Dpto. deLaminación
Dpto. deCalidad
Dpto. de Ingeniería,Proyectos y
Servicios
Dpto. deMantenimiento
Central
Dpto. deProtección y
Control deRiesgos
Gerencia deOperaciónes y
Transporte
Coordinación deOperaciones
Coordinación deTransporte
Dirección de Mallas y Sidepanel
Gerencia PlantaBarquisimeto
Gerencia PlantaCasima
Gerencia PlantaLara
Dpto. de Redes yTelecomunicaciones
Dpto. deMercadeo
Dpto. deTráfico
Dpto. de RelacionesLaborales
Figura 1. Organigrama general de SIDETUR.
5
Los productos de SIDETUR son: cabillas estriadas, barras lisas, ángulos, pletinas, mallas
electrosoldadas, cerchas, vigas, y palanquillas. La producción actual de Planta Antímano se
realiza exclusivamente en el Tren Continuo de Laminación, donde se producen diferentes
medidas de cabillas, utilizando la palanquilla como materia prima.
El proceso de laminación en caliente se fundamenta en las propiedades plásticas del
acero, cuando éste se encuentra a altas temperaturas. En Planta Antímano de SIDETUR se
deforma la palanquilla gradualmente hasta obtener la cabilla o producto terminado. La
palanquilla utilizada proviene de las acerías de Planta Barquisimeto y Planta Casima.
La laminación por medio de un tren continuo es un proceso donde la barra a deformar se
mantiene en constante movimiento pasando sólo una vez por cada rodillo y el tren se divide en
zonas según el radio del eje de los rodillos.
El proceso productivo de Planta Antímano consta de las siguientes etapas:
precalentamiento, desbaste o tren 480, tren semi-preparador o 350, tren preparador o 300, tren
laminador o 260, enfriamiento, corte y medida, y almacenaje. El precalentamiento lleva la
palanquilla a una temperatura aproximada de 1200 °C. El desbaste o tren 480, consta de 4
castillos que deforman la palanquilla siguiendo un patrón hexágono-cuadrado; a la salida del
desbaste se le corta la punta a la barra, eliminando de esta manera las deformaciones producidas
en el desbaste. El tren semi-preparador o 350 consta de 4 castillos, con un patrón de deformación
ovalo-cuadrado. El tren preparador o 300, acondiciona la forma de la barra para la entrada en el
rodillo finidor. El rodillo finidor es el encargado de darle a la barra el acabado definitivo.
6
Dependiendo del producto a laminar, el castillo finidor se puede encontrar fuera o dentro de esta
zona, ya que para las medidas grandes (mayores a 5/8”) no se utiliza el tren 260. El tren
laminador o 260 (también llamado Molino de Alambres) consta de un máximo de 4 castillos, que
varían según sea el producto a laminar. El tren laminador es utilizado en la producción de
medidas pequeñas (hasta 5/8”) y deforma la barra hasta darle sus dimensiones y acabado
definitivo. Al finalizar el paso por los rodillos, la cabilla pasa por la tijera para cortar la barra en
segmentos de 36 metros de longitud, las cuales llegan a la cama de enfriamiento con el fin de
obtener la temperatura adecuada para realizar el corte, fleje y almacenamiento correspondiente.
2.2. Objetivos del Trabajo.
Objetivo general:
- Realizar un estudio de coordinación de protecciones eléctricas a SIDETUR
Planta Antímano.
Objetivos específicos:
- Recopilación y actualización de los datos del sistema eléctrico de la planta.
- Cálculo de los niveles de cortocircuito del sistema eléctrico de la planta.
- Estudio del sistema de control de motores DC.
- Estudio de coordinación de las protecciones eléctricas de la planta.
7
3. DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA ELÉCTRICO EN
ESTUDIO.
3.1. Descripción general del sistema eléctrico.
El sistema eléctrico del Tren Continuo es un sistema radial, el cual se alimenta del sistema
de 69 kV a través de una línea exclusiva para SIDETUR, proveniente de la S/E Magallanes
perteneciente a la C.A. La Electricidad de Caracas. Los datos característicos del circuito de
alimentación fueron suplidos por la compañía de electrificación y se encuentran en el anexo 1. La
línea de alimentación llega a la S/E Tren Continuo, donde un transformador de 10 MVA reduce
el nivel de tensión a 4,8 kV, tensión con la cual se alimenta la barra principal de distribución de la
planta. Desde esta barra se alimentan 19 circuitos, 11 alimentan los motores principales en
corriente continua, 7 alimentan centros de distribución a 480 V, mientras que el circuito restante
alimenta los circuitos de control internos a los tableros a través de un transformador de 45 kVA a
480 V.
La alimentación de los motores principales se realiza mediante transformadores con
tensión secundaria de 600 V y bancos de rectificadores controlados trifásicos de seis pulsos. A
estos motores se les identifica en la planta según el Castillo que motoriza. Desde los centros de
distribución de potencia se alimentan los demás equipos de la planta. El diagrama unifilar del
Tren Continuo se muestra en la figura 2.
8
Figura 2. Diagrama unifilar del Tren Continuo
9
3.2. Descripción de los equipos eléctricos.
La sala eléctrica del Tren Continuo se alimenta directamente del secundario del
transformador de la S/E Tren Continuo, por medio de cuatro conductores de cobre por fase,
calibre 500 MCM, tipo THW, con una longitud de 53 metros. El interruptor principal en 4800 V
se encuentra a la entrada de la sala, es en aire y utiliza soplado magnético.
Aguas abajo del interruptor principal se encuentra la barra de 4800 V, de la cual parten
todos los circuitos. Todos los circuitos se conectan a la barra a través de un tablero marca
WESTINGHOUSE tipo AMPGARD. Este tablero cuenta con un interruptor tipo botellas de
vacío y su descripción se encuentra en el anexo 2.
Los 11 circuitos para alimentar los motores de castillos y los 7 circuitos de los centros de
potencia cuentan con un transformador seco con ventilación forzada. La diferencia es que la
tensión secundaria de los circuitos de los motores de castillos es 600 V, mientras que para los
centros de potencia es 480 V. En la tabla I se indican las características de dichos
transformadores.
10
Tabla I, Datos de placa de los Transformadores de la sala eléctrica.
TRX kVA Rel. TRX Z (%) Conexión Marca Cast. 1y2 1230 4800/600 6,1 Υ/∆ Westinghouse Cast. 3y4 1150 4800/600 5,8 Υ/∆ Neco Cast. 5y6 932 4800/600 6,7 Υ/∆ Westinghouse Cast. 7y8 932 4800/600 6,6 Υ/∆ Westinghouse Cast. 9 750 4800/600 6 ∆/∆ IEG Italy Cast. 10 750 4800/600 6 ∆/∆ IEG Italy Cast.11 750 4800/600 6 ∆/∆ Westinghouse Cast. 12 750 4800/600 6 ∆/∆ IEG Italy Cast. 13 750 4800/600 6 ∆/∆ IEG Italy Cast. 14 750 4800/600 6 ∆/∆ IEG Italy M.A.(34) 1230 4800/600 6,1 Υ/∆ Westinghouse
PC-1 750 4800/480 5,1 ∆/Υ Westinghouse PC-2 750 4800/480 5,1 ∆/Υ Westinghouse PC-3 750 4800/480 5,1 ∆/Υ Westinghouse PC-4 750 4800/480 5,1 ∆/Υ Westinghouse PC-5 750 4800/480 5,1 ∆/Υ Westinghouse PC-6 1000 4800/480 5,7 ∆/Υ Inelgen PC-7 1000 4800/480 6 ∆/Υ IEG Italy
Cada uno de los transformadores de los circuitos de motores de castillos alimenta un
banco de rectificadores controlados trifásicos de 6 pulsos. Dependiendo de la corriente de carga
de los motores, los bancos de rectificadores se conforman entre 2 a 4 rectificadores en paralelo,
con la excepción del castillo 1 y 2 que se compone por un solo rectificador de 3000 amperios,
pues se cambió en un proceso de modernización de la planta. En la tabla II, se indican los datos
de los rectificadores para los motores de castillos.
11
Tabla II, Datos de placa de los rectificadores de los motores de castillos.
Rectificador Psal (kW) Vdc
Nominal Amp. Prom Amp. Máx.
Cast. 1y2 1800 660 2000 3000 Cast. 3y4 870 600 1450 2540 Cast. 5y6 660 600 1100 1925 Cast. 7y8 660 600 1100 1950 Cast. 9 420 600 700 1225 Cast. 10 420 600 700 1225 Cast.11 420 600 700 1225 Cast. 12 420 600 700 1225 Cast. 13 420 600 700 1225 Cast. 14 420 600 700 1225 M.A.(34) 870 600 1450 1225
Aguas abajo de los rectificadores se encuentran los motores de castillos. Éstos son la
carga principal de la planta y representan el 70% del consumo de energía eléctrica. Todos los
motores de castillos tienen Excitación Independiente. En la sección 3.2 se describe el control de
velocidad de los motores de castillo. En la tabla III se indican los datos de placa de los motores
de castillos.
Tabla III. Datos de placa de los motores de Castillos.
Motor Pmec (HP) Pmec (kW) Vdc
Nominal Iarm Nom Velocidad RPM Fabricante Cast. 1y2 1140 850 660 1350 750 / 1300 ASEA Cast. 3y4 1140 850 660 1350 750 / 1300 ASEA Cast. 5y6 1085 809 600 1450 800 / 1200 Westinghouse Cast. 7y8 1085 809 600 1450 800 / 1200 Westinghouse Cast. 9 516 385 600 671 700 / 1000 Westinghouse Cast. 10 516 385 600 671 700 / 1000 Westinghouse Cast.11 516 385 600 671 700 / 1000 Westinghouse Cast. 12 516 385 600 671 700 / 1000 Westinghouse Cast. 13 516 385 600 671 700 / 1000 Westinghouse Cast. 14 516 385 600 671 700 / 1000 Westinghouse M.A.(34) 1085 809 600 1450 800 / 1200 Westinghouse
12
Los centros de potencia funcionan como tableros principales de distribución para el resto
de las cargas de la planta. En el anexo 3 se indican las diferentes cargas alimentadas por los
centros de potencia.
13
3.3. Control de velocidad de los motores de castillos.
3.3.1 Descripción del motor de corriente continua con
excitación independiente.
Como se indicó en el punto anterior todos los motores de castillos del Tren Continuo son
de corriente continua con excitación independiente. En la figura 3 se muestra un esquema del
modelo del motor de corriente continua con excitación independiente, operando en régimen
permanente, y las expresiones electro-mecánicas básicas que describen este tipo de motor son:
Figura 3. Modelo eléctrico en régimen permanente del motor de corriente continua de excitación independiente.
14
E = k * n * IExc (1)
U = E + R*IArm (2)
C = k * IArm * IExc (3)
Donde:
- k: Constante propia del motor
- U: Tensión de alimentación
- n: Velocidad del motor.
- C: Torque del motor
- E: Fuerza electromotriz del motor
- IArm: Corriente de armadura
- IExc: Corriente de excitación
- R: Resistencia de armadura.
Para la utilización en procesos de laminación, el torque suministrado por el motor debe
ser el máximo posible. En la expresión 3, se observa que el torque es directamente proporcional a
la corriente de excitación, variable sobre la cual se ejercerá control para mantenerla a su valor
nominal siempre que sea posible.
En este caso la corriente de excitación pasa a ser constante con valor igual al nominal de
la máquina, el torque disponible será independiente a la velocidad y proporcional a la corriente de
armadura del motor, la cual variará según la carga del mismo. De este modo el motor tendrá un
torque disponible constante igual al nominal de la máquina y el control de velocidad del motor se
15
realizará a través de la tensión de alimentación del mismo, la cual variará hasta alcanzar el valor
nominal de tensión del motor.
Al momento de alcanzar la tensión nominal del motor se cambia la estrategia de control
del mismo, ya que el control de velocidad se realizará a través de la corriente de excitación
dejando la tensión de alimentación del mismo constante al valor nominal. En esta etapa se
trabajará a torque variable dependiente de la velocidad. En la figura 4 se presenta el grafico de
torque y potencia disponible en función de la velocidad del motor, considerando corriente de
armadura constante igual a su valor nominal.
Torque y Potencia disponible en funcion de la veloc idad
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6
Velocidad del motor en funcion de la velocidad nomi nal
Pot
enci
a y
Tor
que
en fu
ncio
n de
su
valo
r no
min
al
Torque disponible
Potencia disponible
Figura 4. Característica de Torque y Potencia disponible en función de la velocidad, considerando corriente de armadura
constante igual a su nominal.
16
3.3.2 Principios básicos de la Regulación de Velocidad de los
motores del Tren Continuo.
Un regulador está normalmente constituido por tres etapas principales:
- Una etapa de potencia, encargada de la alimentación del motor tomando en
cuenta las características de corriente, tensión u otros parámetros según el tipo
de variador. Esta etapa es físicamente la de mayor volumen dentro del
regulador.
- Una etapa de medición, encargada de recolectar los datos de velocidad,
corriente, tensión y cualquier otro parámetro pertinente. Estos datos son
recolectados y transformados en señales utilizables por la etapa de control.
- Una etapa de control, la cual es el cerebro del variador. Ésta se encarga de
comparar la señal obtenida de la etapa de medición con la señal de referencia,
por medio la cual tomara una acción sobre la etapa de potencia para mantener el
motor funcionando dentro de los parámetros deseados de velocidad, torque o
cualquier otro parámetro requerido en el proceso.
Es la etapa de control la cual se le dedicó mayor espacio en este trabajo, ya que la misma
presentaba un problema de ajuste el cual disminuía las características de torque y potencia de los
motores de castillos del Tren Continuo. Esto se reflejaba en el aumento de las corrientes de
17
armadura de los motores, causando paradas innecesarias por la mala actuación de los elementos
de protección ajustados en el variador.
Para esto es necesario comprender el funcionamiento básico del variador y sus diferentes
componentes. Es importante recalcar que el control utilizado en el Tren Continuo se realiza a
través de un sistema analógico el cual data del año 1973. En la figura 5 y 6 se presenta el
diagrama de bloques original de planta del control de velocidad o armadura y el control de
tensión o campo respectivamente, a partir de estos diagramas se realizará el estudio macro del
control de los motores de castillos del Tren Continuo.
El sistema de control consta de dos etapas; la primera se encarga del control de velocidad
a través de la modificación de la tensión de alimentación del motor. Este control se realiza sobre
el circuito de armadura del motor, a través de una serie de bloques o lazos en cascada, actuado
específicamente sobre el ángulo de disparo de los tiristores de potencia del mismo. Como se
conoce la tensión es directamente proporcional a la velocidad, variable que se desea controlar.
18
Figura 5. Diagrama de bloques del sistema de control de velocidad de los motores de castillo
19
Como se observa en la figura 5, el sistema responde a una consigna de velocidad enviada
por el PLC encargado del control de velocidad del tren, la cual es comparada con la velocidad
medida en el motor. La velocidad del motor es medida a través de un tacogenerador acoplado al
eje del mismo. Ambas señales entran en la tarjeta controladora de velocidad, la cual representa la
primera etapa del lazo de control del motor. Esta tarjeta consta de un amplificador operacional el
cual está dispuesto como integrador por medio de la combinación de una serie de componentes
resistivos y capacitivos, los cuales realizan la comparación de la referencia o consigna de
velocidad con la señal proveniente del tacogenerador del motor. El resultado arrojado por esta
tarjeta pasa a ser la consigna de la siguiente etapa, la cual corresponde al control de corriente.
De igual manera, la tarjeta de control de corriente está constituida por un amplificador
operacional dispuesto como integrador, la cual recibe la consigna de la salida de la tarjeta
reguladora de velocidad. A diferencia de la anterior esta tarjeta tiene dos lazos de realimentación;
uno proveniente de la tarjeta siguiente en el esquema de control, el cual funciona como
simulación y verificación de la respuesta del lazo; y otro proveniente de la medición de corriente
del circuito de alimentación del motor. Esta medición se realiza en el lado de corriente alterna
previo a los bancos rectificadores, y es procesada a través de la tarjeta sensora de corriente. Esta
tarjeta además de realimentar el lazo de control de corriente, tiene la función de limitar la
corriente de armadura del motor a un valor deseado igual al 140% del valor nominal de la
corriente del motor a través del disparo del variador y la apertura del circuito del motor. El valor
límite del variador es ajustado en la tarjeta por medio de un potenciómetro asociado a un circuito
de protección, el cual genera el disparo general del tablero y la respectiva alarma en el mismo. La
tarjeta sensora de corriente consta principalmente de un rectificador trifásico de diodos, el cual es
alimentado a través de los transformadores de corriente del variador, y es la salida del rectificador
20
la que se utiliza como imagen de la corriente de armadura del motor en el sistema de control. La
salida de la tarjeta controladora de corriente pasará a ser la consigna para la tarjeta controladora
de voltaje.
La tarjeta controladora de voltaje al igual que las anteriores consta de un amplificador
operacional dispuesto como integrador, el cual recibe la consigna por medio de la salida de la
tarjeta controladora de corriente y se realimenta a través de la tarjeta sensora de voltaje. La tarjeta
sensora de voltaje realiza la medición a través de un divisor de tensión conectado a la salida del
variador, éste disminuye la tensión a niveles manejables por los componentes electrónicos de la
tarjeta. La función de la tarjeta sensora de voltaje es de limitar la tensión de alimentación del
motor a un valor deseado del 10 % de la tensión nominal de alimentación del motor, esto se
realiza a través del ajuste de un potenciómetro interno a la tarjeta. La comparación realizada entre
la señal de consigna y la medición de tensión, permite a la tarjeta controladora de voltaje generar
una tensión que alimentara los circuitos generadores de pulsos, los cuales comandaran el ángulo
de apertura de los tiristores del banco rectificador.
La segunda etapa de control se refiere al control de tensión de armadura del mismo, y es
la etapa que permite realizar la estrategia de control deseada. En la figura 6 se muestra el
diagrama de bloques del sistema de control de tensión o campo.
21
Figura 6. Diagrama de bloques del sistema de control de tensión de los motores de castillo.
22
La función principal de esta etapa es la mantener la tensión de alimentación del motor en
su valor nominal, a través del control de la corriente de excitación del motor. Esto se debe a la
estrategia de control utilizada para el proceso. Como se observo en la etapa anterior la consigna
enviada al variador es un requerimiento de velocidad, la cual será suplida a través de la variación
de tensión de armadura del motor. Como se explicó anteriormente se desea el máximo torque
disponible, por lo que se debe mantener la corriente de campo en su valor nominal siempre que
sea posible.
Para esto el sistema toma medición de la tensión de armadura, la cual será consecuencia
de los requerimientos de velocidad del proceso. Para la condición en que el valor de esta
medición sea inferior al nominal, el control de corriente de excitación se encontrará saturado y
arrojará un valor de corriente de excitación igual al nominal del motor. Sin embargo, una vez
sobrepasado el valor nominal de tensión del motor, el control de tensión actuará disminuyendo la
corriente de excitación, arrojando como resultado una disminución en la tensión de armadura
para la misma velocidad requerida. Esto se debe a la relación proporcional entre la tensión y la
corriente de excitación cuando la velocidad se mantiene constante.
La descripción de este lazo de control es mucho más sencilla que la del anterior, ya que
para solo se requiere de una etapa principal la cual se denominará como controladora de corriente
de campo.
La controladora de corriente de campo consta básicamente de un amplificador operacional
dispuesto como integrador normalmente saturado, el cual presenta dos lazos de realimentación.
El primero de estos lazos es la medición de corriente de campo la cual se realiza de manera
23
análoga a la corriente de armadura; el segundo es la medición de tensión de armadura del motor.
Ambas mediciones son procesadas y llevadas a señales con niveles de tensión manejables por los
componentes electrónicos.
A medida que la tensión se aproxima a la tensión nominal del motor, el integrador se
acerca a salir de la zona de saturación generando una tensión que indique la disminución de la
corriente de excitación por medio del desplazamiento del ángulo de disparo de los tiristores del
banco rectificador. De esta manera, cualquier variación de velocidad requerida por el proceso
significará un aumento de la tensión de armadura, la cual será diminuida por medio de la
desenergización del campo. En el anexo 4, se presentan los diagramas originales de control de los
motores de castillo del Tren Continuo.
El conocimiento del sistema de control de velocidad de los motores de castillos permitió
encontrar y solucionar las anomalías de funcionamiento presentadas en el motor de castillos 3 y
4, las cuales causaban paradas innecesarias de producción por el mal ajuste de la tarjeta
controladora de campo. Dicha anomalía debilitaba la corriente de campo a casi un 65% de su
valor nominal, disminuyendo de esta manera el torque de la máquina. En consecuencia, el motor
aumentaba su corriente de armadura para compensar esta pérdida, ocasionando el disparo de los
elementos de seguridad del tablero.
Por medio del ajuste de los parámetros de las tarjetas de control de velocidad, corriente y
campo se logró restablecer la tensión de operación y corriente de excitación adecuada para este
motor, restableciendo el funcionamiento correcto del mismo. De igual forma, se aprovecho de
realizar la revisión y ajuste de cada uno de los variadores de los motores de castillos.
24
4. CÁLCULO DE NIVELES DE CORTOCIRCUITO.
En este capítulo se realizó el cálculo de las corrientes máximas teóricas ante condiciones
de fallas trifásicas, bifásicas, bifásicas a tierra y monofásicas; las cuales se utilizaron para
determinar la capacidad de interrupción de los dispositivos de protección. La capacidad de
interrupción representa la máxima corriente posible, que en caso de cortocircuito o falla el
dispositivo interruptor está en capacidad de despejar de forma segura. Esto se debe a los
esfuerzos térmicos y mecánicos que se producen en estas condiciones anómalas, siendo este dato
un requisito indispensable en todo estudio de coordinación de protecciones.
Se puede entender por cortocircuito, toda condición anómala donde se presenta un
contacto de baja impedancia en el circuito, provocando así la circulación de altas corrientes por el
sistema. Los cortocircuitos pueden estar provocados por el contacto de uno o más conductores a
tierra o el contacto entre ellos.
Para el sistema en estudio, las corrientes de cortocircuito se originan prácticamente en su
totalidad como consecuencia de la alimentación, ya que dentro de la planta las maquinas rotativas
de mayor inercia se alimentan en corriente continua a través de rectificadores trifásicos
controlados, los cuales aíslan el efecto de éstas del sistema de corriente alterna. Es importante
recalcar el alcance del estudio, el cual por petición de la empresa sólo cubrirá la etapa de
corriente alterna.
25
Por solicitud de la empresa, el cálculo de cortocircuito se realizó despreciando las
impedancias de todos los conductores internos de la planta. Debido a esto, se puede presumir que
el valor de corriente obtenido será mayor al valor real en esta condición.
Los datos del circuito de alimentación de la C.A. La Electricidad de Caracas, se
encuentran expuestos en el anexo 1.
26
4.1 Fallas Trifásicas.
Para realizar el cálculo de las corrientes de cortocircuito originadas por una falla trifásica
se debe modelar el circuito equivalente de la secuencia positiva, quedando el sistema como un
circuito monofásico en donde la corriente de cortocircuito queda definida como:
If 3φ= VLN / Σ Z+ (4)
Como ejemplo, se realizará el cálculo de las corrientes de falla para la rama del motor de
castillo 1 y 2, específicamente en el secundario del transformador.
Figura 7. Modelo equivalente para falla trifásica en el secundario del transformador del castillo 1 y 2 ref. 600V.
Como se observa en la figura 7, tomando como referencia 600 V la impedancia total de la
rama del castillo 1 y 2 será la suma de la impedancia equivalente del sistema, la impedancia
equivalente de la línea de alimentación de la EDC, la impedancia equivalente del transformador
27
de 10 MVA que se encuentra en la subestación y la impedancia del transformador de 1230 kVA
de la rama.
Z equi. = 7,6981 * 10-5 Ω ∠ 76,44°
Z cond. 2/0 = 5,3339 * 10-4 Ω ∠ 59,40°
Z trx. 10 MVA = 2,4120 * 10-3 Ω ∠ 85,72°
Z trx. 1230 kVA = 1,7854 * 10-2 Ω ∠ 80,56°
Se suman todas las impedancias de la rama y se obtiene la impedancia equivalente total,
la cual es igual a:
Σ Z+ = 0,02083 Ω ∠ 80,6160°
Conociendo la tensión pretalla del sistema en este punto y el valor de la impedancia
equivalente total, se introducen ambos valores en la expresión 4 antes descrita y se obtiene el
valor de la corriente de corto circuito máxima teórica para el secundario del transformador del
castillo 1 y 2.
Ncc3φ sec. TRX castillo 1y2 = 16.630, 257 Amp.
28
El caso de la rama del castillo 1 y 2 se repite de igual manera para el resto de las ramas,
con la diferencia que para cada rama variará el valor de la impedancia asociada al transformador
de esa rama.
4.2 Fallas Bifásicas.
Para el calculo de fallas Bifásicas, se tomo el criterio establecido en las normas
ANSI/IEEE-std-141-1986. Donde se considera que el valor de las corrientes de una falla bifásica
nunca superara el 87 % del valor de las corrientes máximas de una falla trifásica en el mismo
punto.
29
4.3 Fallas Bifásicas a Tierra.
En una falla bifásica a tierra la corriente de falla se reparte por dos fases (fases donde
ocurre la falla), mientras la corriente por la fase restante es cero. En la figura 7 se ilustra el caso
asumiendo que las fases falladas son las denominadas “fase b” y “fase c”.
Figura 8. Modelo de falla bifásica a tierra.
A partir del modelo se obtienen las siguientes ecuaciones:
Ifa = 0 (5)
Ifalla = Ifb + Ifc (6)
De la expresión 6 obtenemos el valor de la corriente de falla. Sin embargo, las corrientes
que interesa calcular son las que pasan a través de los dispositivos de protección, lo que es
equivalente a las corrientes de falla de la fase b y de la fase c ( Ifb y Ifc )
30
Para resolver este problema es necesario descomponer el sistema en redes de secuencia,
aplicando las ecuaciones de las componentes simétricas.
Por medio de las ecuaciones de las componentes simétricas se obtiene:
I+ = (a/3) * (Ifb + a*Ifc) (7)
I- = (a/3) * (a*Ifb + Ifc) (8)
I0 = (1/3) * (Ifb + Ifc) (9)
Substituyendo la expresión 6 en la expresión 9, se obtiene:
3*I0 = Ifalla (10)
Reordenando las expresiones se despejan las corrientes de fase, obteniendo las siguientes
expresiones:
Ifa = I+ + I- + I0 = 0 (11)
Ifb = a2*I + + a*I- + I0 (12)
Ifc = a2*I - + a*I+ + I0 (13)
31
Al representar el circuito equivalente de las redes de secuencia, la expresión 11 implica la
existencia de un nodo común, observándose como una conexión en paralelo de las tres redes.
4.4 Fallas Monofásicas a Tierra.
El calculo de las corrientes de cortocircuito monofásico se realiza asumiendo como la fase
fallada la fase a, la cual se encuentra en un cortocircuito sólido a tierra.
A partir de esto, se puede observar que la corriente de falla solo fluirá por esta fase,
haciendo igual a cero la corriente de falla por las otras fases.
Ifa = Ifalla (12)
Ifb = Ifc = 0 (13)
Aplicando las ecuaciones de las componentes simétricas se obtiene.
Ifa = I+ + I- + I0 (14)
a*I+ + a2* I - + I0 = 0 (15)
Por medio de las ecuaciones es fácil ver la relación existente entre las corrientes.
32
I+ = I- = I0 (16)
Ifa = Ifalla = 3* I+ (17)
Por medio de la última ecuación se determina la conexión en serie de las redes de
secuencia.
En la tabla IV se encuentra los niveles de cortocircuito para cada tipo de falla de punto del
sistema en estudio. Sin embargo, los cálculos realizados se encuentran en el anexo 5 bajo el título
de cálculo de niveles de corto circuito.
Tabla IV. Corrientes de cortocircuito del Tren Continuo
PUNTO DE FALLA Icc 3φ Icc 2f Icc 2f-t Icc 1φ−t ALIMENTACION SUB ESTACION 2 (69kV) 4959.210 4314.513 4463.289 5245.964 SUB ESTACION 2 ALIMENTACION (4.8kV) 16759.242 12656.484 13092.915 19022.133
TRX MOTOR DE CASTILLO 1 Y 2 REF. 600 V 16630.257 14468.324 14967.231 15915.156 TRX MOTOR DE CASTILLO 3 y 4 REF. 600 V 16392.104 14261.131 14752.894 15687.244 TRX MOTOR DE CASTILLO 5 y 6 REF. 600 V 12004.690 10444.080 10804.221 11488.488 TRX MOTOR DE CASTILLO 7 y 8 REF. 600 V 12167.544 10585.763 10950.789 11644.339
TRX MOTOR DE CASTILLO 9 REF. 600 V 10901.493 9484.299 9811.344 10432.729 TRX MOTOR DE CASTILLO 10 REF. 600 V 10901.493 9484.299 9811.344 10432.729 TRX MOTOR DE CASTILLO 11 REF. 600 V 10901.493 9484.299 9811.344 10432.729 TRX MOTOR DE CASTILLO 12 REF. 600 V 10901.493 9484.299 9811.344 10432.729 TRX MOTOR DE CASTILLO 13 REF. 600 V 10901.493 9484.299 9811.344 10432.729 TRX MOTOR DE CASTILLO 14 REF. 600 V 10901.493 9484.299 9811.344 10432.729
TRX MOTOR DE CASTILLO M.A. REF. 600 V 16630.257 14468.324 14967.231 15915.156 TRX CENTRO DE POTENCIA PC 1 REF 480 V 10905.675 9487.937 9815.107 10436.731 TRX CENTRO DE POTENCIA PC 2 REF 480 V 10905.675 9487.937 9815.107 10436.731 TRX CENTRO DE POTENCIA PC 3 REF 480 V 10905.675 9487.937 9815.107 10436.731 TRX CENTRO DE POTENCIA PC 4 REF 480 V 10905.675 9487.937 9815.107 10436.731 TRX CENTRO DE POTENCIA PC 5 REF 480 V 10905.675 9487.937 9815.107 10436.731 TRX CENTRO DE POTENCIA PC 6 REF 480 V 12124.979 10548.731 10912.481 11603.605 TRX CENTRO DE POTENCIA PC 7 REF 480 V 12223.567 10634.504 11001.211 11697.954
33
5. DESCRIPCIÓN DE LOS EQUIPOS DE PROTECCIÓN.
5.1. Descripción general del sistema protecciones.
El sistema de protecciones eléctricas del Tren Continuo se inicia en la S/E “Tren
Continuo”, a la entrada de la cual se encuentran instalados relés de sobrecorriente marca General
Electric modelo 12 IAC 51 B ATF, los cuales proveen protección ante fallas por medio de una
unidad de disparo con retardo de tiempo y ante cortocircuito mediante una unidad de disparo
instantáneo; y un relé de falla a tierra, también marca General Electric modelo 12 IAC 51 B 41
ATF; éstos utilizan transformadores de corriente con relación de transformación de 300/5
amperios, y se encuentran conectados a la barra de 69 kV. Al mismo tiempo, se encuentran
instalados relés diferenciales marca General Electric modelo 12 BDD 15 ATF, los cuales
protegen ante fallas internas en el transformador; para éstos se utilizan transformadores de
corriente de relación 300/5 en el primario del transformador, mientras que para el secundario se
utilizan transformadores de corriente con relación de 2500/5. Cualquier orden de disparo es
comanda la apertura del interruptor principal, también marca General Electric descrito en el
capítulo 3.
Seguidamente, conectado al secundario del transformador de la S/E “Tren Continuo” y
previo a la barra de 4800 V, se encuentran instalados relés de sobrecorriente marca Westinghouse
tipo CO - 8 en la entrada de la sala eléctrica. Éstos utilizan transformadores de corriente de
relación de transformación de 2500/5 amperios y proveen sólo de protección contra fallas por
34
medio de una unidad de disparo con retardo de tiempo, el cual realiza sobre el interruptor
principal de la sala eléctrica.
Luego de la barra de 4800 V se ramifica la carga en toda la zona tal como en el capitulo 3
se muestra en el diagrama unifilar en la figura 2. Para las diferentes ramas se pueden observar
combinaciones de diferentes dispositivos de protección. Para las ramas que alimentan los centros
de potencia se encuentra una combinación entre el fusible del arrancador Ampgard y el
interruptor Tipo DS – 416 marca Westinghouse, que se encuentra en el secundario del
transformador de los centros de potencia. Por otro lado, para las ramas que alimentan los motores
de castillos y el molino de alambre se encuentra una combinación entre el fusible del tablero
Ampgard y los fusibles que se encuentran en los primarios de dichos transformadores,
adicionalmente estas ramas se respaldan mediante la protección y detección de diversos
parámetros eléctricos como sobrevoltaje, caída de tensión, perdida de fase de por medio de la
conexión y programación de dispositivo IQ-Data-Plus II, marca Westinghouse conectado en los
tableros Ampgard.
35
5.2 Relés de Sobrecorriente.
5.2.1 Descripción General
Los relés de sobrecorriente son ampliamente utilizados, entre otros para la protección de
sistemas industriales de distribución. Para ambos modelos de relés utilizados en el sistema de
SIDETUR Planta Antímano, su característica inversa de tiempo versus corriente los hace de gran
utilidad para aplicaciones donde la magnitud de la corriente de falla depende principalmente del
sistema de generación de potencia al momento de la falla y un poco de la locación relativa al relé.
El relé de sobrecorriente electromecánico esta constituido principalmente por la unidad de
inducción. Esta unidad es del tipo de disco de inducción, el cual es movilizado a través del paso
de corriente por la bobina de operación del mismo. El disco carga consigo el contacto móvil el
cual completa el circuito de disparo cuando alcanza el contacto estacionario. El movimiento del
disco se encuentra limitado por medio de un resorte espiral, el cual tiene la finalidad de ofrecer la
fuerza necesaria para que el disco se movilice a partir de la corriente deseada, además el
movimiento se encuentra retardado por un imán permanente el cual actúa sobre el disco para
darle el retardo de tiempo correcto.
Se encuentra una unidad sellada y un indicador montado al frente en el lado izquierdo del
eje de la unidad de sobrecorriente. Esta unidad tiene su propia bobina en serie y sus contactos en
paralelo con los contactos de la unidad de sobrecorriente, de forma tal que cuando los contactos
de la unidad de inducción cierren la unidad sellada lo sensa y enclava la señal. Cuando esto
36
ocurre el indicador se expone mostrando la acción de la unidad, esto se mantendrá hasta que se
oprima el botón de reset o rearme del relé.
En el caso del relé IAC 52B que se conectado a al entrada del primario del transformador
y posee unidad instantánea, esta unidad se encuentra conectada por lo general al frente y a la
derecha de la unidad de sobrecorriente. Sus contactos están conectados normalmente en paralelo
con los contactos de la unidad de sobrecorriente, mientras que su bobina se encuentra conectada
en serie con la misma unidad. De igual manera a la unidad de sobrecorriente, una vez que la
unidad instantánea actúa levantara un indicador el cual mostrara la unidad responsable del
disparo y se quedara bloqueado hasta que se oprima el botón de reset o rearme del equipo.
El ajuste del dial de tiempo determina la longitud de tiempo que la unidad requiere para
cerrar sus contactos, una vez que la corriente alcanzo el valor predeterminado. Los contactos se
encuentran cerrados cuando el dial de tiempo se ajusta a cero. Cuando el dial de tiempo se ajusta
al máximo valor el disco deberá recorrer la máxima distancia para cerrar sus contactos, y por
consiguiente el máximo ajuste de tiempo. El tiempo para devolver el contacto desde cerrado hasta
su máxima posición cuando el ajuste de dial de tiempo esta en su valor máximo es de 7 segundos.
En las figuras 9, 10 se presenta la vista frontal y posterior del relé tipo IAC 52. En la
figura 11 se observa el diagrama de conexiones del relé tipo IAC 52. Por último en la figura 12 se
encuentra la curva de tiempo corriente del relé.
37
Figura 9. Vista frontal del relé IAC 51
38
Figura 10. Vista posterior del relé IAC 51.
39
Figura 11. Diagrama eléctrico de las conexiones internas del relé IAC 51.
40
Figura 12. Característica tiempo corriente para el relé IAC 51.
41
5.2.2 Datos de Placa y Ajustes Actuales.
Subestación
Protección de línea
RTC = 300 / 5
Marca: General Electric
Modelo 12 IAC 51 B105 ATF
Tipo: Inverso
INST: 10 / 40 TAP: 2 / 16
Ajuste actual: DT = 2 INST: 30 TAP = 4
Protección de falla a tierra
RTC: 300 / 5
Marca: General Electric
Modelo 12 IAC 51 B41 ATF
Tipo: Inverso
INST: 10 / 40 TAP: 0,5 / 4
Ajuste actual: DT = 0,5 INST: 10 TAP = 2
42
Barra Tren Continuo
RTC: 2000
Marca: Westinghouse
Modelo CO-8
Tipo: Inverso
TAP: 4 / 12
Ajuste actual: DT = 1 TAP = 4
43
5.3 Relés Diferenciales Tipo BDD 15B 13 ATF.
5.3.1 Descripción General
Los relés diferenciales tipo BDD proporcionan protección contra fallas internas en
transfomadores de potencia, para la cual incluye restricción armónica y porcentual. La restricción
porcentual permite discriminar de forma precisa entre fallas de alta corriente internas o externas
al transformador, mientras que la restricción armónica habilita al relé para diferenciar por medio
de la forma de onda, las corrientes diferenciales causadas por fallas internas y las causadas por la
magnetización del transformador (Inrush).
Cada uno de uno de estos relés son unidades monofásicas diseñadas específicamente para
realizar la protección de transformadores de potencia de dos devanados. Éste cuenta con dos
circuitos de restricción de corriente y un circuito diferencial de corriente, al mismo tiempo de
tener dos juegos de contactos abiertos con un común para ambos. El voltaje de control utilizado
es de 48 Voltios DC.
Como el relé inhibe su actuación por medio de la restricción armónica, es importante que
la corriente que llega al relé no se encuentre contaminada de componentes armónicas causadas
por la saturación de los transformadores de corriente. Para evitar esto se debe seleccionar
cuidadosamente los transformadores de corriente, lo recomendado por parte del fabricante es que
ante una corriente de 8 veces la corriente de la toma (TAP) utilizada debe ser reproducida sin
44
saturación que pueda causar una cantidad considerable de componentes armónicas, las cuales
causen un falso bloqueo ante fallas internas del transformador.
5.3.2 Características de funcionamiento.
Las características operativas del relé se muestran en la figura 13. La curva muestra el
tiempo de operación de la unidad principal y la unidad instantánea, dibujadas contra la corriente
diferencial circulante en el relé. El tiempo mostrado para la unidad principal representa el tiempo
total de operación, el cual incluye la operación de dicha unidad así como el tiempo de operación
de la unidad auxiliar. En la figura 14 se observa el porcentaje mínimo de pendiente o “Slope”
versus la corriente circulante en el transformador.
45
Figura 13. Características de operación de la unidad principal y la unidad instantánea.
46
Figura 14. Características de operación para diferentes ajustes de pendiente o Slope.
La característica restricción porcentual se obtiene a través de circuitos restrictivos de
corriente. Además de la bobina de operación de la unidad polarizada, la cual es energizada a
través de la corriente diferencial de los transformadores de corriente de las líneas de potencia, el
relé está equipado por una bobina restrictiva la cual se energiza indirectamente a través de las
corrientes del secundario del trasformador.
47
Para que el relé opere, las corrientes del secundario del transformador de corriente deben
estar desbalanceadas por cierto porcentaje determinado por los ajustes de pendiente o Slope del
relé (como se muestra en la figura 14). Esta característica es necesaria para prevenir una falsa
operación del relé ante corrientes de falla externas al equipo a proteger. Las altas corrientes
saturan los núcleos de los transfomadores de corriente, causando de esta manera un cambio en la
relación de transformación de los mismos, ocasionando un desbalance en las corrientes
secundaria de estos. La restricción porcentual es también muy importante para evitar la operación
ante corrientes desbalanceadas causadas por la mala selección de las corrientes secundarias de los
transformadores de corriente.
La corriente de magnetización es una corriente diferencial normal en todo transformador
de potencia, por lo que es indispensable que los equipos de protección no actúen ante esta
condición. Esta corriente origina una corriente que circula únicamente por el primario del
transformador, la cual puede ocasionar el disparo del equipo si el mismo no esta en capacidad de
prevenirla.
Las corrientes de falla de los sistemas de potencia tienen una forma de onda muy similar a
la onda sinusoidal pura más un componente DC transitoria. La forma de onda sinusoidal resulta
del voltaje de alimentación del sistema mas una impedancia casi constante, mientras que la
componente DC depende del momento en el ciclo de voltaje en el que ocurrió la falla, el valor de
la impedancia del circuito y su ángulo.
48
Por otra parte, la corriente de magnetización (Inrush) varía de acuerdo a la muy variable
impedancia de excitación resultante de la saturación del núcleo del mismo. Por lo general esta
corriente es considerablemente alta, alcanzando ocasionalmente hasta 16 veces la corriente
nominal del transformador para las condiciones determinadas de flujo residual del transformador
y el punto de la onda de voltaje donde se realiza la conexión del mismo al sistema. Ésta tiene una
forma de onda altamente distorsionada conformada por grandes picos de corriente en medio
ciclo. Ambas formas de corriente se ilustran en las figuras 15 y 16.
Figura15. Característica típica de la forma de onda de corriente ante falla.
Figura 16. Característica de la forma de onda de la corriente de magnetización
49
Cualquier forma de onda por mas distorsionada que se encuentre puede ser considerada
como la suma de un componente DC mas la suma de componentes sinusoidales de diferentes
frecuencias, una de las cuales será la fundamental del sistema y las otras se le llamará armónicas,
las cuales tendrán una frecuencia de 2, 3, 4, etc. veces la frecuencia fundamental. Las magnitudes
relativas y desfasaje de las armónicas respecto de la fundamental determinará la forma de onda.
Analizado de esta manera, la forma de onda generada por fallas en el sistema tendrá un bajo
porcentaje de armónicas, mientras que la correspondiente a la corriente de magnetización
contendrá una considerable suma de estas.
El alto porcentaje de armónicas en la corriente de magnetización del transformador
permite distinguirla eléctricamente a partir de la forma de onda de la corriente generada por una
falla. Partiendo de esto, el relé separa la componente fundamental de las armónicas a través de
filtros eléctricos, haciendo pasar la componente armónica de la corriente por el circuito
restrictivo, lo cual energiza la bobina que bloquea el disparo del relé, mientras la corriente
fundamental se pasa a través del circuito operativo hasta la bobina principal. Por último, la
componente DC presente en ambos casos es bloqueada por el transformador de corriente interno
del relé, generando un bloqueo transitorio insignificante. Por estas razones, el relé actuará
únicamente ante formas de ondas donde la componente harmónica sea menor a un valor dado,
por ejemplo ante falla internas del transformador; mientras tanto, se bloqueara el disparo del relé
cuando la componente armónica supere este valor.
50
5.3.3 Características Constructivas.
Por tratarse de un relé diferencial para transformadores de potencia de dos devanados, el
relé tiene dos transformadores de corriente internos, estos se encuentran conectados a los pines 6
y 4 del relé. Sin embargo, se encuentra un transformador de corriente diferencial conectado al pin
5 del relé.
El circuito primario de cada uno de estos transformadores pasa a través de un arreglo
especial de cambio de toma. Dos filas horizontales de posiciones de tomas, dirigida cada una de
ellas al transformador de corriente correspondiente, al mismo tiempo el transformador de
corriente diferencial se conecta al correspondiente tap a través de los circuitos restrictivos antes
mencionado.
Las diferentes tomas permiten comparar las diferentes magnitudes de corriente entre el
primario y el secundario del transformador. Las conexiones de las tomas se encuentran dispuestas
de tal manera, que una modificación en la posición de cualquiera de ellas se realizara de forma
simultanea sobre los transformadores de corriente de los circuitos restrictivos, permitiendo así
mantener constante el porcentaje de restrictivo de los circuitos de restricción harmónica y
porcentual.
Por medio de un puente rectificador de onda completa a la salida de los transformadores
de corriente se alimenta el circuito restricción porcentual. A la salida del puente rectificador se
51
encuentra un resistor R3 para el cual su valor varía según el ajuste de pendiente (Slope) realizado
en el relé, el cual se encuentra conectado con la bobina restrictiva de la unidad polarizada.
Mientras tanto la salida del transformador de corriente diferencial alimenta directamente
la unidad instantánea del relé, la bobina de operación de la unidad polarizada a través de una serie
de circuitos sintonizados, y el circuito de restricción harmónica por medio de un filtro resonante
en paralelo. Todas estas corrientes se pasan por un puente rectificador de onda completa antes de
llegar a las bobinas de la unidad polarizada.
El circuito resonante serie está conformado por un capacitor (C1) de 5 microfaradios y un
reactor (L) el cual está sintonizado para dejar pasar con facilidad la componente fundamental de
la corriente del sistema, al mismo tiempo que ofrece una alta impedancia la cual dificulta el paso
de las componentes armónicas de la misma. Una resistencia (R1) se encuentra conectada en
paralelo a la salida DC del rectificador, ésta se ajusta para conseguir la cantidad deseada de
corriente de operación, variando de esta manera la sensibilidad del equipo.
El Filtro harmónico paralelo está conformado por un capacitor (C2) de 15 microfaradios y
un reactor (L2) el cual está sintonizado para bloquear la componente fundamental de la corriente,
mientras permite el paso con relativa baja impedancia a las componentes armónicas de la misma.
Un resistor (R2) se encuentra conectado en paralelo en el lado AC del rectificador del circuito de
restricción harmónica y se ajusta para variar la cantidad de harmónica que se desea dejar pasar,
de esta manera se modifica la sensibilidad del circuito restrictivo. La salida del rectificador va en
paralelo con la salida del circuito de restricción porcentual conectándose con la bobina restrictiva
de la unidad polarizada.
52
Se hace evidente observar que si la corriente diferencial que llega al relé tiene forma de
onda sinusoidal y la frecuencia del sistema, fluirá principalmente por el circuito de la bobina de
operación y causará la operación del relé. En cambio, si la corriente contiene más de un cierto
porcentaje de componentes armónicas, el relé se bloqueará impidiendo su operación a causa de
las corrientes de componentes armónicas que fluyen en la bobina restrictiva.
Para evitar los daños causados por picos transitorios de tensión a la salida de los
transformadores de corriente, se encuentra conectado un supresor de voltaje (Thyrite Resistor)
entre los secundarios de estos.
La unidad instantánea está adherida a la carcaza del relé y contiene un indicador propio.
Frente a corrientes muy fuertes causadas por fallas internas, esta unidad realizará la orden de
disparo o apertura del circuito y expondrá su indicador para señalar que el disparo lo realizó esta
unidad.
En consecuencia de la saturación de los transformadores de corriente y los
transformadores del relé frente a altas corrientes de falla, es posible que una cantidad menor de
corriente operativa sea suministrada por el transformador de corriente diferencial que el
porcentaje de pendiente o Slope de la toma implica, además una alta contaminación harmónica
que genere un falso bloqueo del disparo. Bajo esta condición de corrientes de falla extremamente
altas la unidad principal puede verse restringida para realizar el disparo. Sin embargo el disparo
se asegura a través de la operación de la unidad instantánea de sobrecorriente. Para asegurar su
buena operación, esta unidad se debe ajustar por encima del valor máximo de corriente de
53
magnetización del transformador, en la figura 13 se muestra los tiempos y curvas de disparo de
ambas unidades.
La unidad principal de operación del relé se conforma por una unidad polarizada sensitiva
con componentes como se muestra en el círculo de la figura 18. La unidad contiene una bobina
de operación y otra de restricción para la cual se identifican los contactos con las siglas DHR por
sus siglas en ingles en la figura 19 donde se muestran los diagramas externos de conexión.
El relé es un dispositivo de alta velocidad y baja energía, por lo que sus contactos poseen
una unidad auxiliar de la cual sus contactos se conectan a los pines externos para ser conectados
con un circuito externo.
La unidad polarizada se encuentra montada en una base standard y se encuentra protegido
por una cobertura contra el polvo y sucio. Ésta se encuentra detrás de la placa del relé y no debe
requerir ningún ajuste luego de salir de la fábrica.
En la figura 17 se presenta el arreglo interno del relé como se encuentra construido. Así
mismo en las figuras 18 se encuentra el diagrama de conexiones internas en donde se aprecia de
mejor manera las partes antes mencionadas.
54
Figura 17. Vista frontal y posterior del relé diferencial BDD15.
Figura 18. Diagrama de conexiones eléctricas internas del relé diferencia BDD15
55
Figura 19. Diagrama de conexiones externas del relé BDD15
56
5.3.4 Datos de Placa y Ajustes Actuales.
Marca: General Electric
RTC = 300 / 5 en el lado de 69 KV
RTC = 2500 / 5 en el lado de 4,8 KV
Modelo 12 BDD 15 B13 ATF
Taps de adaptación: 2,9 - 3,2 - 3,5 - 3,8 - 4,2 - 4,6 - 5 - 8,7
Porcentajes de Pendiente (SLOPE): 15%, 25%, 40%
Ajuste actual:
Tap Primario: 2,9
Tap Secundario: 8,7
Porcentaje de Pendiente (SLOPE): 15%
57
5.4 Interruptores tipo DS.
El interruptor Westinghouse tipo DS es un interruptor ajustable para la protección de
circuitos de potencia de bajo voltaje. Éste ofrece protección contra sobrecargas y corto circuito al
realizar el disparo o apertura del circuito por medio del disyuntor de la unidad a partir de la
acción combinada de tres componentes: los sensores de corriente, la unidad Ampector y el
actuador.
Este equipo presenta características muy flexibles al cubrir un amplio rango de ajustes en
su curva de protección, al mismo tiempo que para los sensores se encuentra con un amplio rango
de corrientes para su funcionamiento y selección.
En proporción del valor de la corriente del sensor de corriente se realizan los ajustes de la
unidad Ampector, la cual es la encargada del procesamiento de la corriente y el envío de la señal
de disparo al elemento actuador del interruptor. Sin embargo, todas las funciones de disparo son
realizadas a través de un circuito segundario de control, sin ninguna acción mecánica o magnética
entre las corrientes primarias y las partes encargadas del disparo mecánico del interruptor. En la
figura 20 se aprecia la vista frontal del equipo.
Los datos de los interruptores tipo DS instalado en los centros de potencia se exponen en
la tabla V. Es importante resaltar que todos los interruptores DS instalados en la planta tienen
instalado la unidad Ampector L1, la cual es un modelo antiguo que no permite el ajuste de Short-
Delay.
58
Tabla V. Ajustes actuales de los interruptores de los centros de potencia
UBICACIÓN SENSOR LONG-DELAY Seg. INST MODELO
PC1 1200 0,9 16 8 L-I PC2 1200 0,9 16 8 L-I PC3 1200 0,9 16 8 L-I PC4 1200 0,9 16 8 L-I PC5 1200 0,9 16 8 L-I PC6 1600 0,9 4 8 L-I
Figura 20. Vista frontal del interruptor Westinghouse tipo DS.
59
5.5 Fusibles utilizados en la planta.
Los fusibles utilizados en la planta son Limitadores de corriente, en su mayoría marca
Westinghouse tipo CLE. Sin embargo en las ramas de los motores también se encuentran del tipo
CLS de la misma marca, así como algunos que han sido sustituidos por fusibles tipo CS-3 marca
Ferraz-Shaumut, los cuales son de características similares a los CLE de Westinhouse, estos se
fabrican con materiales modernos lo que resulta en menores perdida I2R y mayor flexibilidad
para las corrientes de energización y magnetización de los transformadores, con lo que se
garantiza protección mas amplia sobre la curva de daño de transformadores. En el anexo 5 se
encuentra la descripción del fusible Ferraz-Shaumut, así como las curvas de fusión de cada uno
de los modelos utilizados en la planta.
En la tabla VI se especifica la marca, tipo y designación de los fusibles utilizados en el
Tren Continuo. En la tabla se encuentra organizado según su ubicación.
60
Tabla VI. Fusibles utilizados en el Tren Continuo
UBICACION MARCA TIPO DESIGNACION
AMPGARD PC-1 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-2 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-3 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-4 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-5 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-6 Westinghouse CLE 200 E
AMPGARD CAST. 1 Y 2 Westinghouse CLS 18 R AMPGARD CAST. 3 Y 4 Westinghouse CLS 12 R
AMPGARD CAST. 5 Y 6, 7 Y 8 Westinghouse CLS 24 R AMPGARD CAST. 9, 10 Y 11 Westinghouse CLS 18 R AMPGARD CAST. 12, 13 Y 14 Westinghouse CLS 18 R
AMPGARD MOLINO DE ALAMBRE Westinghouse CLS 18 R PRIMARIO TRX. CAST. 1 Y 2 Westinghouse CLE 250 E PRIMARIO TRX. CAST. 3 Y 4 Westinghouse CLS 12 R PRIMARIO TRX. CAST. 5 Y 6 Westinghouse CLE 200 E PRIMARIO TRX. CAST. 7 Y 8 Westinghouse CLE 200 E
PRIMARIO TRX. CAST. 9 Westinghouse CLE 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 10 Ferraz-Shawmut CS-3 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 11 Westinghouse CLE 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 12 Ferraz-Shawmut CS-3 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 13 Westinghouse CLE 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 14 Westinghouse CLE 100 E
PRIMARIO TRX. MOLINO DE ALAMBRE Westinghouse CLE 250 E
61
5.6 IQ Data Plus II.
Por último se describe del equipo IQ DATA PLUS II. Actualmente todas estas funciones
de protección se encuentran cableadas, pero deshabilitadas por programación. Por esto se
expondrá en primer momento una reseña sobre el funcionamiento y conexiones del mismo. Sin
embargo, en el anexo 6 se encuentra el manual de operación y conexión del equipo.
Por medio del equipo IQ DATA PLUS II se tiene la opción de monitorear diferentes
parámetros eléctricos como corrientes de línea, tensiones de fase a fase, así como potencia activa,
reactiva y aparente.
Al mismo tiempo es posible programarlos y conectarlos de forma de poder proteger el
circuito contra sobrevoltaje y caída de tensión, perdida de fase y desbalance. En caso de detectar
cualquiera de las condiciones anteriores, se envía la orden de disparo a las unidades AMPGARD,
las cuales realizan el despeje de la falla por medio de la apertura de contactores diseñados para
este fin.
La buena programación de estos parámetros complementa la protección de los equipos
ante las variables que las protecciones de sobrecorriente no pueden, garantizando el trabajo de los
equipos dentro de las condiciones adecuadas para evitar daños sobre el sistema.
62
6. COORDINACIÓN DE PROTECCIONES DE PLANTA
ANTIMANO DE SIDETUR S.A.
La coordinación de protecciones se define como la elección adecuada de la protección
para restringir la desconexión sólo al equipo afectado, realizada mediante dispositivos selectivos
de protección contra fallas. El sistema de supervisión puede hacer que esa situación produzca una
alarma que permita tomar medidas correctoras o cerrar ordenadamente el circuito, minimizando
así los riesgos para las personas y daños para los equipos.
Ésta se evalúa a través de gráficos en escala logarítmica de tiempo versus corriente. Cada
dispositivo de protección tiene una curva característica de tiempo-corriente, las cuales
determinaran el tiempo de despeje de dicho elemento según la corriente que fluya a través del
mismo. Estas características se presentan en un gráfico con escala Log-Log, donde el eje Y
representa el tiempo con un rango típico entre 0,01 y 1000 segundos, mientras que en el eje X se
encontrará la magnitud de corriente. El rango del eje X dependerá de la corriente máxima de falla
en el punto de estudio, ya que en el mismo se debe presentar este valor. En el grafico se observa
el tiempo en que cada una de las protecciones actúa, verificando de esta manera los tiempos de
actuación de los dispositivos de protección de determinada cadena.
Las curvas utilizadas en este trabajo se obtuvieron a partir de los manuales de operación
proporcionadas por los fabricantes de cada dispositivo, trabajos y tesis anteriores, así como de las
páginas de Internet de los fabricantes.
63
En primer lugar, en este capítulo se analizó el estado la coordinación actual de
protecciones de la planta. Dicho análisis se tomo en cuenta los estándares para los
transformadores eléctricos proporcionadas en las normas IEEE std-462-1986, donde se observa
que todo transformador debe estar diseñado para soportar:
- 25 Veces su Corriente Nominal por un tiempo máximo de 2 segundos.
- 20 Veces su Corriente Nominal por un tiempo máximo de 3 segundos.
- 16,6 Veces su Corriente Nominal por un tiempo máximo de 4 segundos.
- 14,3 Veces su Corriente Nominal por un tiempo máximo de 5 segundos.
Al mismo tiempo se tomaron las curvas de daño para transformadores descritas en la
misma norma. En ésta, los transformadores se clasifican en cuatro categorías dependiendo de
potencia nominal como se describe a continuación:
- Categoría Ι, de 5 a 500 kVA en caso de transformadores monofásicos y de 15 a 500
kVA en caso de transformadores trifásicos.
- Categoría ΙΙ, de 501 a 1667 kVA en caso de transformadores monofásicos y de 501 a
5000 kVA en caso de transformadores trifásicos.
- Categoría ΙΙΙ, de 1668 a 10000 kVA en caso de transformadores monofásicos y de
5001 a 30000 kVA en caso de transformadores trifásicos.
- Categoría ΙV, de 1668 a 10000 kVA en caso de transformadores monofásicos y de
5001 a 30000 kVA en caso de transformadores trifásicos.
64
Además, para las curvas de daño de los transformadores se le consideró el factor de
corrección según la el tipo de conexión de los mismos. Esto se debe a la diferencia entre la
corriente que pasa a través de los devanados del transformador y la corriente de línea a la entrada
de los mismos. Para el caso de los transformadores con conexión Delta-Delta se debe considerar
un factor de 0,87 sobre su curva de daño, de igual manera a los transformadores con conexión
Delta-Estrella solidamente puesta a tierra se le debe considerar un factor de 0,58.
Por otra parte, las protecciones que se encuentran en el primario de los transformadores
deberán permitir las corrientes transitorias correspondientes a la magnetización o “Inrush” que se
establecen según la norma, en una primera componente que corresponde a 25 veces la Corriente
Nominal del mismo para un tiempo de 0,01 segundo, mientras que la segunda componente
corresponde a un valor entre 8 y 12 veces la corriente nominal del transformador para un tiempo
de 0,1 segundo. Sin embargo, esta segunda componente de la magnetización pierde importancia,
ya que la corriente de reestablecimiento se establece en 15 veces la corriente nominal para 0,1
segundo, siendo ésta peor condición.
Por último, todos los conductores de potencia del sistema eléctrico del Tren Continuo son
de cobre tipo THW. La curva de daño para este tipo de conductor esta descrita a través de la
siguiente expresión:
[ I / A ]2 * t = 0,0297 * Log [ (T2 + 234) / (T1 +234) ]
Donde:
65
I = Corriente en amperios.
A = Área del conductor en Circular Mills.
t = Tiempo en segundos.
T1 = Temperatura máxima de operación (75 °C).
T2 = Temperatura máxima de corto circuito (150 °C).
66
6.1. Análisis del estado actual de las protecciones.
6.1.1. Curvas Tiempo – Corriente.
A partir del levantamiento realizado se presentan los gráficos de tiempo-corriente, los
cuales se utilizaran para determinar el estado actual de las protecciones del tren continuo de
Sidetur Planta Antímano.
En primer lugar se observará las graficas correspondiente a las ramas de alimentación de
motores de castillos. Luego se observara la coordinación de las ramas de los centros de potencia
(PC’s). Por ultimo se observara la coordinación entre las protecciones de la subestación y la rama
crítica del sistema.
Todas las curvas de daño, disparo o fusión, que se encuentran en las gráficas de
coordinación, se dibujaron tomando como voltaje base 4,8 kV.
En las figuras 21 a la 28 se representa las curvas tiempo corriente de cada rama de la
planta.
67
Estado actual de las protecciones del castillo 1 y 2, y molino de alambre
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000
corrientes en amperes primarios @ 4,8 kV
tiem
po e
n se
gund
os
1.- TRX Y/∆; 1230 kVA; 4,8kV/600V; Z%= 6,1% Westinghouse.
2.- Fusible del primario del TRX Tipo CLE-2 250E. Westinghouse.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLS 18 R Westinghouse.
Icc en B Icc en B
4
3
2
1
A
B
Figura 21. Estado actual de las protecciones de la rama de alimentación del Cast. 1 y 2, y Molino de Alambre.
68
Estado actual de las protecciones del castillo 3y4
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000
corrientes en amperes primarios @4,8 kV
tiem
po e
n se
gund
os
1.- TRX Y/∆; 1150 kVA; 4,8kV/600V; Z%= 5,8% NECO.
2.- Fusible del primario del TRX Tipo CLS 12 R. Westinghouse.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLS 12 R Westinghouse.
Icc en B Icc en B
4
3
2
1
A
B
Figura 22. Estado actual de las protecciones de la rama de alimentación del Cast. 3 y 4.
69
Estado Actual de las protecciones del Castillo 5 y 6, 7 y 8.
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000
Corrientes en Amperes @ 4,8kV
Tie
mpo
en
segu
ndos
1.- TRX Y/∆; 932 kVA; 4,8kV/600V; Z%= 6,6% Westinghouse.
2.- Fusible del primario del TRX Tipo CLE 1 200E. Westinghouse.
3.- Alimentador: Conductor 300 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLS 24 R Westinghouse.
4
3
2
1
A
B
Icc en B Icc en A
Figura 23. Estado actual de las protecciones de la rama de alimentación del Cast. 5 y 6, y 7 y 8.
70
Estado actual de las protecciones del castillo 9, 1 1, 13 y 14
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000
corriente en amperes @ 4,8 kV
tiem
po e
n se
gund
os
1.- TRX ∆/∆; 750 kVA; 4,8kV/600V; Z%= 6% IEG Italy.
2.- Fusible del primario del TRX Tipo CLE-1 100E. Westinghouse.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLS 18 R Westinghouse.
4
3
2
1
A
B Icc en AIcc en B
Figura 24. Estado actual de las protecciones de la rama de alimentación del Cast. 9, 11, 13 y 14.
71
Estado actual de las protecciones del Castillo 10 y 12.
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000
corriente en amperes @ 4,8 kV
tiem
po e
n se
gund
os
1.- TRX ∆/∆; 750 kVA; 4,8kV/600V; Z%= 6% IEG Italy.
2.- Fusible del primario del TRX Tipo CS-3 100E. Ferraz-Shawmut.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLS 18 R Westinghouse.
4
3
2
1
A
B Icc en AIcc en B
Figura 25. Estado actual de las protecciones de la rama de alimentación del Cast. 10 y 12.
72
Estado actual de las protecciones de los Centros d e Potencia PC-1, PC-2, PC-3, PC-4 y PC-5.
0.01
0.1
1
10
100
1000
10 100 1000 10000 100000
Corriente en amperes @ 4,8 kV
Tie
mpo
en
segu
ndos
1.- Interruptor DS Ampector L1 Marca Westinghouse. Sensor 1200 A; 2.- TRX ∆/∆; 750 kVA; 4,8kV/480 V; Z%= 5,1% Westinghouse.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLE-1 150E. Westinghouse.
4
3
2
1
A
B
Icc en AIcc en B
Figura 26. Estado actual de las protecciones de la rama de alimentación del Centro de Potencia PC-1, PC-2, PC-3, PC-4 y PC-5.
73
Estado actual de las protecciones del Centro de Pot encia PC-6.
0.01
0.1
1
10
100
1000
10 100 1000 10000 100000
Corriente en amperios @ 4,8 kV
Tie
mpo
en
segu
ndos
1.- Interruptor DS Ampector LI Marca Westinghouse. Sensor 1600 A; 2.- TRX D/D; 750 kVA; 4,8kV/480 V; Z%= 6% INELGEN.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLE-1 200E. Westinghouse.
Icc en AIcc en B
4
3
2
1
A
B
Figura 27. Estado actual de las protecciones de la rama de alimentación del Centro de Potencia PC-6.
74
Estado actual de las proteccines de la S/E del Tren Continuo.
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000 1000000
Corriente en amperes @ 4,8 kV
Tie
mpo
en
segu
dos
50/51
CO-8
1
2
3
4
5
1.- Rele 50/51, Marca General Electric; Modelo 12IAC51B105ATFTipo: InversoAjustes: DT = 2 ; INST= 30; TAP = 4 RTC's= 300/5
2.- TRX S/E Tren Continuo. ∆/Y 10 MVA, 69/4,8 kV, Z%= 6,9%. Marca Westinghouse. 3.-Rele CO-8, marca Westinghouse Ajustes: DT = 1; TAP = 4 RTC's= 2500/5
4.- Alimentador: Conductor 500 MCM THW Cond / fase= 4 conductores
5.- Fusible del AMPGARD del Cast 5 y 6, y 7 y 8. Tipo CLS 24 R; Westinghouse
A
Icc en A
Figura 28. Coordinación actual de la Subestación del Tren Continuo.
75
6.1.2. Análisis de las curvas de Tiempo - Corriente.
Por medio del análisis de las curvas Tiempo – Corriente, se pudo observar ciertas
irregularidades en el estado de las protecciones del Tren Continuo. Entre las cuales se destaca:
- Los transformadores de los motores de castillos se encuentran protegidos por medio
de fusibles con corrientes nominales muy por encima del valor de corriente nominal
del transformador, lo que ocasiona un grave cruce entre la curva de daño del
transformador y la curva de fusión del fusible.
- El transformador del castillo 3 y 4 se encuentra protegido por medio de un fusible de
igual denominación que el fusible que protege al alimentador del mismo, lo que
ocasiona una seria pérdida de selectividad entre ellos y la falta de protección casi total
sobre dicho transformador.
- La corriente de Inrush, así como la de reestablecimiento del transformador del castillo
9, 11, 13, 14 se encuentran sobre la curva mínima de fusión del fusible que los
protege. Este caso es particular, ya que en estas ramas se sustituyeron los
transformadores originales por unos de mayor capacidad, sin embargo no se realizo
modificación alguna sobre la protección del mismo.
- El transformador de los castillos 10 y 12 se encuentra bien protegido, esto se debe a
que en estos se instalo un fusible más moderno. Se le pregunto la razón del cambio al
personal encargado, el cual respondió que fue a causa de que los fusibles anteriores se
fundieron durante la reenergización de estos transformadores.
76
- Para los centros de potencia se observa una buena coordinación. Sin embargo, para los
centros de potencia PC-1, PC-2, PC-3, PC-4 y PC-5 el margen entre la curva del
transformador y el interruptor DS asociado al mismo es casi imperceptible, lo que
hace menos confiable a la protección.
- En el caso de la Subestación, se observa falta de selectividad entre el interruptor CO-8
de la sala eléctrica y el fusible del AMPGARD del castillo 5 y 6, 7 y 8.
77
6.2. Ajustes y recomendaciones propuestas para la
coordinación de protecciones del Tren Continuo.
6.2.1. Ajustes y recomendaciones propuestas para las ramas de
alimentación de los Motores de Castillos.
Para las ramas que alimentan los Motores de Castillos, se recomienda la sustitución de la
mayoría de los fusibles que se encuentran el primario de los transformadores. Esto se debe a que
estos no ofrecen una buena protección sobre la curva de daño del transformador. Ya que los
fusibles marca Westinghouse se encuentran descontinuados la planta compra sus equivalentes de
la marca Ferraz-Shaumut. Partiendo de esto, todas las recomendaciones se realizaron a partir de
las curvas de estos fusibles.
En consecuencia de lo observado en las curvas de tiempo-corriente, se recomienda
realizar las siguientes modificaciones:
- Se recomienda sustituir todos los fusibles de los AMPGARD por los fusibles tipo
CLS, denominación 18 R, marca Westinghouse. Por medio de esto se logra una mejor
selectividad entre los fusibles y las protecciones de la subestación, al mismo tiempo
que se obtiene una mejor protección del conductor alimentador de la rama. Es
importante destacar que en el manual del fabricante de los APMGARD, recomienda
utilizar fusibles CLS 18R.
78
- Se recomienda sustituir los fusibles que se encuentran en los primarios de los
transformadores por los de la marca Ferraz–Shaumut, tipo CS. La denominación varía
según el transformador a proteger como se presenta en la tabla VII.
Tabla VII. Datos de los fusibles propuestos
UBICACION MARCA TIPO DESIGNACION AMPGARD PC-1 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-2 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-3 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-4 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-5 Westinghouse CLE 150 E AMPGARD PC-6 Westinghouse CLE 200 E
AMPGARD CAST. 1 Y 2 Westinghouse CLS 18 R AMPGARD CAST. 3 Y 4 Westinghouse CLS 18 R
AMPGARD CAST. 5 Y 6, 7 Y 8 Westinghouse CLS 18 R AMPGARD CAST. 9, 10 Y 11 Westinghouse CLS 18 R AMPGARD CAST. 12, 13 Y 14 Westinghouse CLS 18 R
AMPGARD MOLINO DE ALAMBRE Westinghouse CLS 18 R PRIMARIO TRX. CAST. 1 Y 2 Ferraz-Shawmut CS-3 200 E PRIMARIO TRX. CAST. 3 Y 4 Ferraz-Shawmut CS-3 200 E PRIMARIO TRX. CAST. 5 Y 6 Ferraz-Shawmut CS-3 150 E PRIMARIO TRX. CAST. 7 Y 8 Ferraz-Shawmut CS-3 150 E
PRIMARIO TRX. CAST. 9 Ferraz-Shawmut CS-3 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 10 Ferraz-Shawmut CS-3 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 11 Ferraz-Shawmut CS-3 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 12 Ferraz-Shawmut CS-3 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 13 Ferraz-Shawmut CS-3 100 E PRIMARIO TRX. CAST. 14 Ferraz-Shawmut CS-3 100 E
PRIMARIO TRX. MOLINO DE ALAMBRE Ferraz-Shawmut CS-3 200 E
79
6.2.2. Ajustes y recomendaciones propuestas para las ramas de
alimentación de los centros de potencia.
En consecuencia de lo observado en las curvas tiempo-corriente de la coordinación actual
de protecciones, se recomienda realizar los siguientes ajustes:
- Para los centros de potencia del PC1 al PC5, se recomienda ajustar en los interruptores
tipo DS el tiempo a 6 veces la corriente nominal al valor de 12 segundos. Por medio
de este ajuste se consigue una banda de seguridad entre la curva de daño del
transformador y el tiempo máximo de disparo de la unidad ampector L1, instalada en
estos interruptores.
- Para el centro de potencia PC6 no se recomienda realizar ninguna modificación, ya
que el mismo presenta una buena coordinación de protecciones.
En la tabla VIII se presentan los ajustes recomendados para los centros de potencia PC1 al PC5.
80
Tabla VIII. Ajustes propuestos para los interruptores de los centros de potencia.
UBICACIÓN SENSOR LONG-DELAY Seg. INST MODELO
PC1 1200 0,9 12 8 L-I
PC2 1200 0,9 12 8 L-I
PC3 1200 0,9 12 8 L-I
PC4 1200 0,9 12 8 L-I
PC5 1200 0,9 12 8 L-I
81
6.2.3. Ajustes propuesto para los relés de sobrecorriente CO-8 Y
12 IAC.
Para escoger el ajuste adecuado se considera una falla trifásica directamente en la barra
2 (4,8 KV).
Relé 12 IAC (50/51)
Rtc = 300/5
If3Ф = 1250,86 A.
Inst = IF/ RTC = 20,83
In = 10 MVA / √3 x 69 KV = 83,67 A
Tap ≥ 2 x In / RTC = 2,78
Se toma Tap = 4
Se elige DT = 2. Tomando en cuenta las curvas de coordinación.
Es importante para el ajuste del instantáneo de éste relé tener presente la corriente de
Inrush del transformador de 10 MVA, dado que un mal ajuste puede ocasionar un falso disparo
de la protección al momento de energizar dicho transformador.
82
Se debe cumplir que:
I (Inrush) < I (de despeje)
La corriente de Inrush se calcula como:
I (Inrush) = 12 In.
I (Inrush) = 1004,087 A.
El disparo instantáneo está ajustado para una corriente de despeje de:
I ( despeje) = Inst x RTC = 1200 A.
Con lo que se cumple la condición requerida.
Los ajustes finales son:
DT = 2 Inst = 20 TAP = 4
83
Relé CO-8 (50)
Rtc = 2500 / 5
If3Ф = 16759,24 A.
In = 10 MVA / √3 x 4,8 KV = 1202,76 A
Tap ≥ 1.5 x In / Rtc = 3,61
Se toma Tap = 4
Se elige DT = 1. Tomando en cuenta las curvas de coordinación.
Ajuste posible:
DT = 1 TAP = 4
84
6.2.4. Ajustes propuesto para el relé diferencial 12 BDD.
Para escoger el ajuste adecuado no se tomó en cuenta el ajuste actual, se realizó a partir de
los datos del Transformador a proteger y los transformadores de corriente. Los cálculos
realizados se presentan a continuación:
Límites de tomas del transformador: Tap máximo= 69 kV
Tap mínimo= 66, 3 kV
RTC del lado de 69 KV = 300 / 5
RTC del lado de 4,8 KV = 2500 / 5
Inp = 10 MVA / √3 x 69 KV = 83,67 A
Ins = 10 MVA / √3 x 4,8 KV = 1202,81 A
85
Corriente de relé a 69 kV = I1 = 83,67 * (5 / 300) = 1,3946 A
Corriente de relé a 4,8 kV = I2 = 1202,81 * (5 / 2500) = 4,1667 A
Para el TAP 2 solo se pueden tomar valores superiores a 4,2.
Si TAP 2 = 4,2
TAP1 ≈ (TAP2 / I2)*I1= (4,2/4,1667)* 1,3946 = 1,4057
TAP1 = 2,9
A causa de la diferencia tan grande en el resultado, se fija TAP1 = 2,9, y se verifica el valor para
TAP2
Si TAP1 = 2,9
TAP2 = (TAP1 / I1) * I2 = (2,9 / 1,3946) * 4,1667 = 8,6644
TAP2 = 8,7
Se toma la siguiente selección de TAP:
Tap del lado primario = 2,9
Tap del lado secundario = 8,7
86
Se evalúa el error del relé en las posiciones límites de TAP del transformador
Del manual de operaciones del relé se extrae la siguiente expresión:
Missmatch % = [(I1/ TAP1) – (I2 / TAP2)] / min (I1/TAP1);(I2/TAP2)
Para TAPmáx del Transformador (69kV)=
Missmatch % = 0,4104 %
Para TAPmín del transformador (66,3kV)=
Missmatch % =4,4970 %
Máximo error de desviación (missmath) = 4,4970 %
Se estima un 20 % de error en los transformadores de corriente y se selecciona 25 % de SLOPE
Porcentaje de SLOPE = 25 %
87
6.2.5. Ajustes de los parámetros de protección programables
del equipo IQ DATA PLUS II.
En primer lugar se debe habilitar la función de protección del equipo. Por medio del DIP-
SWITCH “SW3” se determina esta función. Para habilitar la función se verifica que el Switch 8
se encuentre en “ON”.
Luego se habilita la función de sobre voltaje, se ajustó la misma a un máximo de 10 % de
sobre voltaje permitido. Para esto se debe ubicar en el DIP SWITCH “SW8”, ajustar el switch 1
en posición “OFF” y el switch 2 y 3 en posición “ON”.
A continuación se le debe colocar la acción a tomar, en nuestro caso se activó la función
de solo disparo. Esta se activa por medio de “SW2” colocando el switch 1 en posición “OFF” y el
2 en posición “ON”.
De igual manera se activa la detección de caída de tensión por medio del DIP SWITCH
“SW5”, el ajuste recomendado es de un mínimo del 95 % de la tensión nominal. Para esto se
debe colocar los switch 6, 7 y 8 en posición “ON”.
Se debe activar la función de solo disparo por medio de “SW2” colocando el switch 3 en
posición “OFF” y el switch 4 en posición ON.
88
La detección de desbalance de fase se ajustó para un máximo de 5 %. Para esto se coloco
en posición “ON” los switch 6, 7 y 8 del DIP SWITCH “SW6”, y de igual manera a los ajustes
anteriores, se activó la función de solo disparo por medio del DIP SWITCH 2 “SW2”, colocando
en posición “OFF” el switch 7 y en posición “ON” el switch 8.
Por último se introdujo los parámetros eléctricos del sistema:
- Frecuencia de operación 60 Hz.
- Transformador de corriente con RTC= 2000/5.
- Transformador de potencial con RTP= 20/1.
En las figuras 29 a la 34, se muestran las curvas Tiempo-Corriente con los ajustes y
modificaciones propuestas.
89
Coordinacion propuesta para las protecciones de lo s Centros de Potencia PC-1, PC-2, PC-3, PC-4 y PC-5.
0.01
0.1
1
10
100
1000
10 100 1000 10000 100000
Corriente en amperes @ 4,8 kV
Tie
mpo
en
segu
ndos
1.- Interruptor DS Ampector L1 Marca Westinghouse. Sensor 1200 A; 2.- TRX ∆/∆; 750 kVA; 4,8kV/480 V; Z%= 5,1% Westinghouse.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLE-1 150E. Westinghouse.
4
3
2
1
A
B
Icc en AIcc en B
Figura 29. Coordinación propuesta para los centros de potencia PC-1 al PC-5.
90
Coordinacion propuesta para las protecciones del ca stillo 1 y 2, y molino de alambre
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000
corrientes en amperes primarios @ 4,8 kV
tiem
po e
n se
gund
os
1.- TRX Y/∆; 1230 kVA; 4,8kV/600V; Z%= 6,1% Westinghouse.
2.- Fusible del primario del TRX Tipo CS-3 200E. Ferraz-Shaumut.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLS 18 R Westinghouse.
Icc en B Icc en A
4
3
2
1
A
B
Figura 30. Coordinación propuesta para la rama del Cast. 1 y 2, y el Molino de Alambre.
91
Coordinacion propuesta para el cast. 3y4
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000
corrientes en amperes @ 4,8 kV
tiem
po e
n se
gund
os
1.- TRX Y/∆; 1150 kVA; 4,8kV/600V; Z%= 5,8% NECO.
2.- Fusible del primario del TRX Tipo CS-3 200E. Ferraz-Shaumut.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLS 18 R Westinghouse.
4
3
2
1
A
BIcc en B Icc en A
Figura 31. Coordinación propuesta para la rama del Cast. 3 y 4.
92
Coordinacion propuesta para el Cast 5 y 6, 7 y 8.
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000
Corrientes en Amperes @ 4,8 kV
Tie
mpo
en
segu
ndos
1.- TRX Y/∆; 932 kVA; 4,8kV/600V; Z%= 6,6% Westinghouse.
2.- Fusible del primario del TRX Tipo CS-3 150E. Ferraz-Shawmut.
3.- Alimentador: Conductor 300 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLS 18 R Westinghouse.
4
3
2
1
A
B Icc en B Icc en A
Figura 32. Coordinación propuesta para la rama del Cast. 5 y 6, y 7 y 8.
93
Coordinacion propuesta para el Cast. 9 al 14.
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000
corriente en amperes @ 4,8 kV
tiem
po e
n se
gund
os
1.- TRX ∆/∆; 750 kVA; 4,8kV/600V; Z%= 6% IEG Italy.
2.- Fusible del primario del TRX Tipo CS-3 100E. Ferraz-Shawmut.
3.- Alimentador: Conductor 250 MCM THW.
4.- Fusible del AMPGARD Tipo CLS 18 R Westinghouse.
4
3
2
1
A
BIcc en AIcc en B
Figura 33. Coordinación propuesta para la rama del Cast. 9 al 14.
94
Coordinacion propuesta para la S/E del Tren Continu o.
0.01
0.1
1
10
100
1000
100 1000 10000 100000 1000000
Corriente en amperes @ 4,8 kV
Tie
mpo
en
segu
dos
50/51
CO-8
1
2
3
4
5
1.- Rele 50/51, Marca General Electric; Modelo 12IAC51B105ATFTipo: InversoAjustes: DT = 2 ; INST= 20; TAP = 4 RTC's= 300/5
2.- TRX S/E Tren Continuo. ∆/Y 10 MVA, 69/4,8 kV, Z%= 6,9%. Marca Westinghouse. 3.-Rele CO-8, marca Westinghouse Ajustes: DT = 1; TAP = 4 RTC's= 2500/5
4.- Alimentador: Conductor 500 MCM THW Cond / fase= 4 conductores
5.- Fusible del AMPGARD del Cast 5 y 6, y 7 y 8. Tipo CLS 18 R; Westinghouse
A
Icc en A
Figura 34. Coordinación propuesta para la S/E del Tren Continuo.
95
7. CONCLUSIÓN
Por medio de la elaboración del estudio de coordinación de protecciones eléctricas
descrito en este informe, se encontraron diversas anomalías dentro del sistema de protecciones
eléctricas, causadas en su mayoría por las ampliaciones realizadas a la planta.
En la mayoría de las ramas se presentaron problemas en la coordinación de los
dispositivos de protección. El caso más destacado se presenta en la rama de alimentación del
castillo 3 y 4, donde se encontró el transformado totalmente desprotegido. Al mismo tiempo, no
se consideró el cambio de las protecciones de los primarios de los transformadores de las ramas
alimentadoras de los castillos del 9 al 14, luego de aumentar la capacidad de los mismos en un 20
%; esto ha traído como consecuencia la perdida de varios de los fusibles conectados al primario
de los transformadores durante reenrgizaciones de los mismos, causando pérdidas de tiempo
innecesarias.
Sin embargo como se observa en las curvas presentadas en el capitulo 6 como
coordinación propuesta, solo se requiere realizar pequeñas modificaciones y un buen ajuste de los
dispositivos de la subestación, así como la buena programación de los parámetros de protección
del dispositivo IQ Data Plus, para obtener una coordinación de protecciones eléctricas que nos
ofrezca una buena combinación de seguridad, selectividad, sensibilidad y rapidez.
96
Por medio de las modificaciones propuestas para los transformadores de los motores de
castillos se logra cubrir gran parte de la curva de daño de los mismos. Sin embargo, a causa de las
limitaciones presentadas por las corrientes de Inrush de estos transformadores, no se pudo
conseguir la protección completa del mismo.
La sustitución del fusible del Ampgard del castillo 5 y 6 se elimino el cruce con la curva
del relé de sobrecorriente CO-8 de la barra principal de 4,8 kV, eliminando así los problemas de
selectividad entre ambos.
Es importante destacar la necesidad de mantenimiento de los dispositivos de protección
de la S/E Tren Continuo, así como de los interruptores asociados a estas. Esto se debe al estado
en que se encontró el sistema de alimentación de corriente continua de dichas protecciones, así
como el deterioro visual de la cuba y bushings del interruptor, el pórtico de la subestación y
cuchillas seccionadoras.
97
BIBLIOGRAFÍA
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SIDETUR. Planta Antímano.”
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98
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asociados a la barra de 4160 Voltios y 480 Voltios del sistema eléctrico de potencia de
la planta Los Guayos de Owens Illinois de Venezuela C.A.”
U.S.B. Caracas, 1997
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“Electrónica de Potencia; Circuitos, Dispositivos y Aplicaciones”
Pearson Educación. 1993, Segunda Edición
[11] CHAPMAN, Stephen.
“Máquinas Electricas”
Mc Graw Hill. 2000, Tercera Edición.
99
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10 edición, 1991-1992.
[13] “Power Circuit Breaker Manual and Guide”
General Electric, Philadelphia, Penna. 1973.
[14] www.ferrazshawmut.com
Atención online Ferraz-Shawmut.
[13] www.eaton.com
Atención y catálogos online Cutler-Hammer.