cenidet Ramon Lizar… · precompiladas de funciones que son ilamadas al ejecutarse la simulación...

S.E.P. S.E.I.T. D.G.I.T.

CENTRO NACIONAL DE INVESTIGACIÓN Y DESARROLLO TECNOLÓGICO

cenidet

YIMULACI~N Y CONTROL DE UNA PLANTA TERMOELÉCTRICA UTILIZANDO

INTERFACES GRÁFICAS~

TESIS PARA OBTENER EL GRADO DE CENTRO DE INFORMALIC;~

MAESTRO EN CIENCIAS -% C F N I D F I

EN INGENIERÍA ELECTR~NICA

RAMÓN LIZARDI RODRÍGUEZ P R E S E N T A :

DIRECTOR DE TESIS: r-, -- DR. ENRIQUE QUINTERO MÁRMOL M.

CUERNAVACA, MOR I MARZO 1998

9 8 - 0 3 8 2 .

S.E.P. S.E.I.T. D.G.I.T.

CENTRO NACIONAL DE INVESTIGACI~N Y DESARROLLO TECNOL~GICO

cenidet

“SIMULACIÓN Y CONTROL DE UNA PLANTA TERMOELÉCTRICA UTILIZANDO

INTERFACES GRÁFICAS~

TESIS QUE PARA OBTENER EL GRADO DE MAESTRO EN CIENCIAS EN WGENIERÍA ELECTR~NICA

PRESENTA:

RAMÓN LIZARD1 RODRÍGUEZ Ingeniero Electrónico en Instrumentación por el

Instituto Tecnológico de Ciudad Guzman

DIRECTOR DE TESIS:

DR ENRIQUE QUINTERO MÁRMOL M.

CUERNAVACA, MOR MARZO 1998

S.E.P S.E.1.T S.N.1.T

CENTRO NACIONAL DE INVESTIGACIÓN Y DESARROLLO TECNOLÓGICO cenider

ACADEMIA DE LA MAESTRIA EN ELECTRÓNICA

FORMA R11 ACEPTACION DEL TRABAJO DE TESIS

Cuernavaca, Mor. a 10 de Noviembre de 1997.

Dr. Juan Manuel Ricaño Castillo Director del cenidet Presente

At’n. Dr. Jaime E. Arau Roffiel Jefe dcl Dcpto. dc Elcclróiiica

Después de haber revisado el trabajo de tesis titulado “Simulación y control de una planta termoeléctrica utilizando interfaces gráficas”, elaborado por el alumno Ramón Lizardi Rodriguez, bajo la dirección del Dr. Enrique Quintero Mármol Márquez, el trabajo presentado se ACEPTA para proceder a su impresión.

A T E N T A M E N T E

_ , adriga).Éspinosa

Mendoza Escobar

C.C.P.: M.C. Javier Meneses Ruíz / Pdte. de la Academia de Electrónica Ing. Jaime Rosas Alvarez / Jefe del Depto. de Servicios Escolares Expediente.

Interior lntcrnado Palmira SI” C P 62490

Tels (73) 18-77-41 y 12-76-13,Faw 12-24-34 Apartado Postal 5-164, C P 62050. Cuernavaca Mor, Mexico ceniáet/

SISTEMA NACIONAL DE INSTITUTOS TECNOLOGICOS

CENTRO NACIONAL DE INVESTIGACION Y DESARROLLO TECNOLOGICO

Cuemavaca, Morelos a 19 de Febrero de 1998

Ing. Ramón Lizardi Rodriguez Candidato al grado de Maestro en Ciencias en ingeniería Electrónica Presente

Después de haber sometido a revisión su trabajo final de tesis titulado: “SIMULACIÓN Y CONTROL DE UNA PLANTA TERMOELÉCTRICA UTILIZANDO INTERFACES GRÁFICAS”, y habiendo cumplido con todas las indicaciones que el jurado revisor de tesis le hizo, le comunico que se le concede autorización para que proceda a la impresión de la misma, como requisito para la obtención del grado.

Reciba un cordial saludo.

A T E N T A M N T E ‘ 1

s. L P. D. G. I. T: Expediente ENTRO NACIONAL UE INVESllGACi6N

C.C.P.: Jefe de Servicios Escolares . .

Y DESARROLLO EClWL6aiCO SUBDlR?Cc16N AcAD&WA

L 1. Teis (73) 18-77-41 y 12-76-13, Fax 12-24-34

AGRADECIMIENTOS

POR QUE SIN TU VOLUNTAD NADA PUEDE EL HOMBRE

GRACL4S DIOS MI0 POR TODO

DOÑA MARIA Y DON RAMON, PADRES MOS, LES AGRADEZCO INFINITAMENTE LA YIDA QUE ME HAN PERMITIDO COMPARTIR CON USTEDES. LOS QUIERO MUCHO.

MARIO, HERMANO AUN RECUERDO CUANDO DE NIÑOS NOS PROTEGIAMOS MUTUAMENTE.

GRACIAS ELIAS POR TUAPOYO YAMSTAD.

A TODOS MS COMPAÑEROS Y MAESTROS LES AGRADEZCO QUE ME HAYAN COMPARTIDO SUS CONOCIMENTOS Y EXPERIENCIA.

GRACIAS DR. ENRIQUE QUINTERO POR SU PACIENCIA Y CONSEJOS PARA REALIZAR ESTE TRABAJO DE TESIS.

MAESTROS: MARINO SANCHEZ GUADAL UPE MADRIGAL Y PEDRO RAFAEL ME PERMITO EXPRESARLES M RECONOCIMIENTO Y GRATITUD.

GRACIAS AL CENIDETPOR ABRIME SUS PUERTAS Y CONTRUBUIR A FORMARME EN ESTA ETAPA DE M I VIDA.

GRACIAS AL CONACYT POR EL APOYO ECONOMCO QUE ME BRINDO, SIN EL CUAL DIFICILMENTE HUBIERA PODIDO LLEGAR A CONCLUIR M TRABAJO DE TESIS.

AL SER QUE ME HA P E W T I D O COMPARTIR LOS ULTIMOS DIAS DE UNA VLDA. AL SER QUE ME HA PERMITDO COMPARTIR LOS PRIMEROS INSTANTES DE UI NUEVA VIDA.

GRACIAS LAURA PORQUE ERES TODO LO QUE AUN SIN ESPERAR NI BUSCAR YO ANHELO.

Tabla de contenido

TABLA DE CONTENIDO

Sección

Lista de tablas Lista de figuras

RESUMEN

Objetivo Organización de la tesis

CAPÍTULO 1

UNIDAD TERMOELÉCTRICA 0

1.1 Introducción 1.2 Descripción de una unidad termoeléctrica (UT) 1.3 Modos de operación de las unidades de generación 1.4 Modos de control de las unidades de generación

CAPÍTULO 2

DESCRIPCIÓN DEL MODELO DE LA UT

2.1 Introducción 2.2 Modelo matemático del proceso

2.3 Modelo del sistema de control de la UT 2.2.1 Modularización del modelo

2.3.1 Elementos del sistema de control en la UT

Página

iv V

1

2

5 5

6

6 7 10 11

15

15 15 16 21 27

1

Tabla de contenido

CAPÍTULO 3

IMPLANTACI~N DEL MODELO DE LA UT CON EL SOFTWARE DE INTERFACES GFtÁFICAS

3.1 Introducción 3.2 Descripción del soffware de interfaces gráficas

3.2.1 Análisis de Sirnulink 3.2.2 Análisis de VisSim 3.2.3 Conclusión

3.3.1 Módulos del proceso 3.3.2 Estructura de los módulos de proceso 3.3.3 Módulos de control 3.3.4 Componentes básicos de los lazos de control

3.3 Modelo computacionai de la UT

3.4 Simulación de la UT 3.5 Verificación estática del simulador de la UT

CAPÍTULO 4

PRUEBAS DE VALIDACI~N Y ANALISIS DE RESULTADOS DE LA SIMULACI~N

4.1 Introducción 4.2 Pruebas propuestas y condiciones de prueba

4.2.1 Prueba 1. Disminución del 100% al 77.5% de carga al 15% por minuto 4.2.2 Prueba 2. Disminución del 77.5% al 50% de carga al 15% por minuto 4.2.3 Prueba 3. Incremento del 50% al 77.5% de carga al 15% por minuto 4.2.4 Prueba 4. Incremento del 77.5% al 100% de carga al 15% por minuto 4.2.5 Prueba 5. Disminución del voltaje en un escalón del 30% al 77.5% de carga 4.2.6 Prueba 6. Disminución de frecuencia de 60 a 56 H z en 20 segundos 4.2.7 Prueba 7. Pérdida de un par de ventiladores (un VTF y un VTI)

40

40 40 41 42 43 44 44 45 46 47 49 73

74

74 74 75 79 83 86 90 93 97

CAPÍTULO 5

CONCLUSIONES 1 O0

REFERENCIAS 102

.. U

Tabla de contenido

APÉNDICE A

NOMENCLATURA DE LAS VARIABLES 105

APÉNDICE B

PARÁMETROS DE LOS MÓDULOS DE LA UT 110

B. 1 Introducción B.2 Parámetros de los módulos del proceso de la UT B.3 Parámetros de los módulos del sistema de control de la UT

APÉNDICE c VALORES DE LOS ESTADOS Y LAS VARIABLES ALGEBRAICAS DE LA UT

C. 1 Estados de la planta C.2 Estados del sistema de control C.3 Variables algebraicas de la UT

APÉNDICE D

MANUAL DEL USUARIO

110 110 136'

142

142 143 144

148

- ~ . . -. .

Tabla de contenido

LISTA DE TABLAS

Tabla Título

2.1 2.2 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 4.1 4.2 4.3 A. 1 D. 1

Variables de estado del proceso Variables de estado del sistema de control T i p s de Syunction Comparación de las características de Sirnulink y VisSim Archivos ejecutables de los módulos del proceso Módulos del sistema de control Parámetros modificados para validar el funcionamiento estático del simulador Comparación de los valores en estado estable de la simulación ai 77.5% Comparación de los valores en estado estable de la simulación al 50% Comparación de los valores en estado estable de la simulación ai 100% Nomenclatura de las variables de la UT Archivos ejecutables por el paquete de interfaces gráficas

Página

25 39 41 43 45 47 73 78 82 89 106 149

iv

Tabla de contenido

LISTA DE FIGURAS

Figura Título

1 .1 1.2 1.3 1.4 1.5 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

2.6 2.7 2.8 2.9 2.10 2.1 1 3.1 3.2 3.3 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5

4.6

4.7

Unidad termoeléctrica de vapor simplificada Unidad termoeléctrica de vapor de 600 Mw Modo caldera en seguimiento de turbina Modo turbina en seguimiento de caldera Modo coordinado Esquema general de la UT modularizada Diagrama esquemático de la trayectoria aire-gases Diagrama del control de combustión Diagrama del control de la presión en el hogar Diagrama del control de la turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación Diagrama del control del flujo de agua de alimentación y nivel en el domo Diagrama del control del flujo de condensado Diagrama del control de temperatura en el sobrecalentador Diagrama del control de los gases de recirculación Diagrama del control de temperatura en el recalentador Diagrama del control de la turbina Ejemplo para solucionar una ecuación implícita Esquema general de la simulación de un sistema fisico Diagrama de un controlador PID con antisaturación del término integral Tendencias de la prueba 1: Disminución del 100% al 77.5% de carga Tendencias de la prueba 2: Disminución del 77.5% al 50% de carga Tendencias de la prueba 3: Incremento del 50% al 77.5% de carga Tendencias de la prueba 4: Incremento del 77.5% al 100% de carga Tendencias de la prueba 5: Disminución del voltaje de linea en un escalón

del 30% ai 77.5% de carga Tendencias de la prueba 6: Disminución de la fiecuencia de linea de

60 a 56 Hz. en 20 segundos al 77.5% de carga Tendencias de la prueba 7: Pérdida de un ventilador de tiro inducido (vT1)

y uno de tiro forzado (VTF) al 100% de carga

Página

6 10 12 13 14 26 26 29 30

31 32 33 34 35 36 38 43 46 48 76 80 84 86

91

94

98

V

RESUMEN

En este trabajo se modulariza y adapta al ambiente gráfico el modelo simplificado de una unidad termoeléctrica de 600 Mw. [Usoro, 19771, además se realiza la simulación del mismo en una computadora personal. Para ello se analizan 2 paquetes de sofrwae comercial de interfaces gráficas (Simulink y VisSim), seleccionando VisSim.

La utilización de interfaces gráficas permite aprovechar las ventajas que okecen los paquetes comerciales para el modelado y la simulación de procesos complejos, tales como unidades de generzición de energía eléctrica.

Dicho modelo es no h e a l de orden 47 y válido para un rango de operación del 40% al 100% de carga. Con 23 variables de estado que describen la dinámica del proceso y 24 el esquema de control. El proceso consta de 266 ecuaciones algebraicas y 190 parámetros, mientras que el esquema de control es convencional con 266 ecuaciones algebraicas y 128 parámetros.

Los parámetros del proceso representan dimensiones y constantes ñsicas de los equipos modelados, y los coeficientes representan distintas correlaciones de propiedades termodinámicas. Por su parte, los parámetros del modelo del sistema de control incluyen: límites de las variables de control, parámetros de los controladores, puntos de operación, ganancias y constantes de tiempo de los controladores. Los valores iniciales de los estados al 100% de carga se obtuvieron del modelo adaptado [usoro, 19771, además de los valores numéricos del total de los parámetros.

El proceso se divide en 22 módulos que pueden ser simulados independientemente, por sistema @or ejemplo caldera lado aire gases, sistema agua de alimentación, etc.) o en configuración de unidad termoeléctrica. La codificación de los módulos del proceso está hecha en lenguaje C mediante archivos tipo DLL (librerías unidas dinámicamente), los cuales son librerías precompiladas de funciones que son ilamadas al ejecutarse la simulación del módulo en el paquete de interfaces gráficas [VisSim, 19941. Además de que la totalidad de los parámetros pueden ser modificados en línea (ejecutándose la simulación).

El esquema de control consta de 11 lazos de control divididos en 7 módulos, los cuales se han programado en el lenguaje gráfico propio del paquete de interfaces s a c a s (VisSh). Se optó por este tipo de programación para que el usuario tenga acceso tanto a la estrategia de control como a todos los parámetros del mismo y pueda m o d ~ c a r ambos.

De esta manera se obtiene una plataforma de desarrollo sobre la cual se pueden c o d m a r distintas unidades termoeléctricas y aplicar nuevas técnicas de control para evaluar las ventajas y desventajas que offecen dichos esquemas. Otra aplicación del simulador desarrollado en este trabajo puede ser en la capacitación de operadores para la estandarización de procedimientos de operación de la unidad termoeléctrica.

1

La generación de energía eléctrica es indispensable para el desarrollo de cualquier pais, es por esto que los problemas asociados a la generación de energía deben resolverse rápida y eficientemente ya que impactan de forma directa el desarrollo económico.

En México, la Comisión Federal de Electricidad (CFE) es el organismo encargado de la pianeación, generación y distribución de la energía eléctrica del país. En 1995 con 78 centrales de generación de energía eléctrica coordinadas por el Centro Nacional de Control de Energía (CENACE); la CFE generó 142,344 Gwh. de los cuales el 80.65% (1 14,810 Gwh.) fue producto de centrales termoeléctricas (constituidas al menos por un par de unidades termoeléctricas) [INEGI, 19961, de ahí la necesidad del estudio de este tipo de unidades.

Una unidad termoeléctrica (UT) es un conjunto de elementos, que integrados son capaces de transformar la energía química contenida en combustibles fósiles (combustóleo, gas, diesel y carbón mineral) en energía eléctrica [Bol - IIE, 19831. Una unidad termoeléctrica de vapor utiliza vapor como medio de trabajo.

Con base en el principio de que la energía no se crea ni se destruye sino que se transforma, el proceso de transformación de energía para obtener energía eléctrica en una unidad termoeléctrica de vapor, puede descniise como sigue [Ojeda, 19861:

1. La energía química latente del combustible se libera en forma de calor durante el proceso de combustión en el hogar del generador de vapor.

2. La energía térmica liberada del combustible pasa al agua por las tres formas de transferencia de calor (radiación, conducción y convección), transformándola en vapor con energía calorífica y de presión.

3. La energía caloríñca y de presión se transf rma en energía cinética en la turbina por expansión interna del vapor.

4. La energía eléctrica obtenida se conduce a quipos de transformación y transmisión.

e energía eléctrica, la CFE promueve tanto la instalación de nuevas unidades como la m I f dernización de los sistemas de control de las ya

unidades.

I Para satisfacer la demanda interna

existentes y asi mejorar la disponibilidad, ciencia y confiabilidad en la operación de estas

2

Introducción

La función básica de una UT es suministrar la potencia demandada por 10s usuarios con un alto grado de confiabilidad La mayor parte de las incertidumbres y complejidades en la operación de la UT provienen de las variaciones de dicha demanda, la cual es demasiado severa para la unidad. Lograr una operación eficiente de la UT no es tarea fficcil, ya que la unidad es un sistema altamente no lineal, en el que intervienen un número considerable de variables con un alto grado de interacción entre ellas. La operación eficiente de la UT está condicionada a la implantación de un sistema de control que contemple las caracteristicas anteriores. Tal sistema de control podría obtenerse realizando evaluaciones exhaustivas de estrategias y conñguraciones de control en la operación de la UT.

En el desarrollo de un sistema de control que se aplicará en una UT, primero es necesario poder conocer a profundidad las características dinámicas de la planta bajo condiciones extremas de operación, para determinar los requerimientos que deberá cubrir el nuevo sistema de control. Una vez que se conocen, se puede desarrollar el nuevo sistema, y a continuación es necesario validarlo antes de su aplicación en la UT. Si esta validación se realiza sobre la planta real podrían originarse riesgos y problemas que dañen los costosos equipos que integran la unidad.

De aquí surge la necesidad de contar con herramientas computacionales que permitan hacer simulaciones de procesos que emulen al proceso real, bajo condiciones extremas de operación. De esta forma se podrán conocer a profundidad las dinámicas de la planta y hacer todas las pruebas y ensayos que se requieran para implantar sistemas de control, que permitan eficientar la operación de la UT.

Para el diseño y la simulación dinámica de plantas termoeléctricas se requiere de un modelo matemático del proceso de transformación de la energía. Esto consiste en establecer las relaciones fisico-químicas que se llevan a cabo en cada componente de la UT, basadas en los principios bbicos de la conservación de masa, energía y momentum. A este conjunto de ecuaciones algebraico-diferenciales se le conoce como modelo matemático de la unidad. Dependiendo del grado de complejidad de estas relaciones, se obtendrá un modelo más fiel del proceso; aquí interviene el criterio del anaiista para deñnir el alcance que se quiera perseguir: para diseño o para evaluación de comportamiento.

La simulación desde hace muchos años, ha sido considerada como una de las herramientas más importantes tanto para el entrenamiento de operadores de equipos complejos, como para el diseño de sistemas o procesos. Las ventajas de un simulador, para el caso de entrenamiento, es que se pueden reproducir cualquier tipo de condiciones de operación cuantas veces sea necesario, sin poner en riesgo la seguridad del personal y de las instalaciones. Con ello, también se asegura la estandarización de procedimientos, redundando en una mejor operación de la unidad. Por otro lado, la simulación presenta grandes ventajas para el diseño de plantas y sus sistemas de control, dado que permite hacer variaciones en el diseño, prácticamente sin costo, y evaluar diversas técnicas sin poner en riesgo la unidad.

3

La complejidad del modelo matemático de la UT, dificulta el manejo del mismo debido a 10s r e c ~ ~ s necesarios de almacenamiento de datos y tiempo computational. una de 1% técnicas usadas para resolver este problema es el de subdividir ese modelo en módulos más manejables.

El estado actual a nivel nacional del modelado y la simulación de unidades de generación de energía eléctrica en general, es el siguiente [Jiménez, 19951:

En [Bol - IIE, 19921 se presenta el modelado y la simulación del reactor nuclear de la Central Laguna verde. Con los modelos del reactor se simuian en tiempo real sus procesos nucleares y termohidráulicos. En [Ojeda, 19861 se describe un algoritmo para el ordenamiento de un sistema de ecuaciones algebraicas no lineales, para reducir el grado de acoplamiento entre ellas, aplicado a la simulación dinámica de procesos. En [Bol - IIE, 19921 se mencionan el uso de sistemas abiertos, en la elaboración simuladores, de manera que estos sean transportables entre diferentes plataformas. En [Fernández, 19841 se reaiiza la caracterización de las dinámicas de los procesos de una unidad termoeléctrica, mediante el uso de simulación. En [Muiloz, 19941 se presenta la aplicación de algoritmos auto-ajustables predictivos al control de una turbina de vapor, usando simulación. En [Mar, 19931 se presenta el desarrollo de un esquema híírido de regulación bajo un ambiente de control digital distribuido, aplicado a una unidad termoeléctrica de 300 Mw. usando simulación

Sobre trabajos relacionados con respecto a esta tesis se tienen:

[usoro, 19771 presenta el desarrollo de un modelo matemático y el simulador, para una unidad termoeléctrica de 600 Mw. [Méndeg 19801 presenta una adaptación del modelo matemático de la unidad termoeléctrica de [Vsoro, 19771 a un modelo matemático válido para representar el comportamiento de una unidad termoeléctrica de 300 Mw. [González, 19831 realizó la simulación del modelo matemático obtenido por [Méndez, 19801. [Ojeda, 19861 describe el ordenamiento de un sistema de ecuaciones algebraicas no hedes , para reducir el grado de acoplamiento entre ellas, aplicado a la simulación del modelo de la unidad termoeléctrica obtenido por [Méndez, 19801. pemández, 19841 presenta la caracterización de las dinámicas del modelo de la unidad termoeléctrica de 300 Mw., obtenida mediante simulación. [Clair, 19891 presenta diversas técnicas para realizar la identificación de la dinarnica de un proceso. [Jiénez, 19951 realizó la simulación del modelo matemático obtenido por [Méndez, 19801 en un sistema abierto (sistema IBM RS/6000), bajo el sistema operativo UNIX y obtuvo las matrices de transferencia del modelo a diferentes niveles de carga (So%, 75% y 100% de carga).

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Introducción

El Objetivo de este trabajo de tesis consiste en adaptar al ambiente gráfico el modelo simplificado de una planta termoeléctrica, de modo que pueda ser fAciImente conñgurable para el ajuste de parámetros tanto de proceso como de control.

La idea de desarrollar un trabajo de este tipo surgió de la necesidad de aprovechar las ventajas que ofiecen los paquetes comerciales de interfaces gráficas para el 'modelado y la simulación de procesos complejos, tales como unidades de generación de energía eléctrica.

Estas ventajas son:

1. Capacidad para el diseño y la simulación de modelos de sistemas no lineales y complejos. 2. La programación de los modelos puede llevarse a cabo en forma gráfica (útil para la simulación

del esquema de control) y en lenguajes de alto nivel, tal como C (necesario para la simulación del proceso).

3. Capacidad para modularizar un modelo. 4. Permiten la modficación de parámetros en h e a (ejecutándose la simulación). 5. Okecen gráficos de alta calidad. 6. Presentación de mímicos.

Organización de la tesis

La presente tesis consta de 5 capítulos. En el capítulo 1 se describe el sistema de control y los procesos físicos involucrados en la operación de las unidades termoeléctricas.

En el capítulo 2, se describe el modelo matemático de la UT, se explica la modularizaci6n a la que fue sometido dicho modelo y se presenta también el modelo matemático del sistema de control de la misma. La implantación del modelo de la UT en una computadora personal bajo un ambiente gráfico se describe en el capítulo 3; además se presenta el acoplamiento del simulador y su estructura &ai.

En el capítulo 4 se muestran las pruebas llevadas a cabo sobre el simulador, con el fin de validar su operación en estado d&co y en estado estable. Se presentan también los balances de energía del modelo a diferentes niveles de carga. En el capítulo 5 se establecen las conclusiones obtenidas de este trabajo y se incluyen comentarios sobre posibles desarrollos futuros relacionados con el mismo.

En la parte final se presenta la bibliograña y las referencias utilizadas en este trabajo, así como diversos apéndices de soporte donde se muestra la nomenclatura utilizada para nombrar las variables, los parámetros de los módulos de la UT, los valores de los estados y las variables algebraicas al loo%, 77.5% y 50% de carga, además del manual del usuario.

5

Unidad termoeléctrica Capítulo 1

1. Vapor 2. Gas 3. Ciclo combinado (vapor y gas) 4. Combustión interna

CAPÍTULO 1

UNIDAD TERMOELÉCTRICA (UT)

1.1 Introducción

Energía Conversión de energía Medio de transferencia Conversión de energía Conversión de energía Energía química química a térmica de energía térmica a mecánica mecánica a eléctrica elécirica

w Generador de vapor

íc Combustible

Agua de alimentación

Figura 1.1 Unidad termoeléctrica de vapor simplificada [ Bol-IIE, 19831.

6


A continuación se presenta la descripción del proceso de transformación de energía y el control de una unidad termoeléctrica.

1.2 Descripción de una unidad termoeléctrica (UT)

Partiendo de la forma más simple de una unidad termoeléctrica compuesta por un generador de vapor de agua y una turbina que al recibir el flujo de vapor gira a la misma velocidad (generalmente) que el generador eléctrico, a continuación se especifica más detalladamente el proceso de transformación de energía mencionado en la introducción de esta tesis [Ojeda, 19861.

La figura 1.2 presenta el esquema de una unidad termoeléctrica de vapor de 600 Mw [vsoro, 19771. Si se analiza por partes este sistema, se encuentra que no sólo lo integran un generador de vapor de agua, un conjunto de turbinas y un generador eléctrico; sino que existen otros elementos necesarios para su funcionamiento. Primero se tiene el fuego en el hogar del generador de vapor. Este elemento no involucra sólo el combustible que va a usarse sino la forma de colocarlo (paralelo o turbulento) en el hogar para obtener un encendido adecuado.

Al quemarse el combustible se produce una reacción química. Por ejemplo si se trata de carbón, cuando éste es calentado a una temperatura suficientemente alta, con la presencia de ake, puede formar combinaciones para obtener dióxido de carbono (COZ) o monóxido de carbono (CO). Cada uno de estos gases se forma dependiendo de la cantidad de oxígeno presente. La formación de CO indica que el carbón es quemado parcialmente, pero si el CO se combina con más oxígeno se forma el COZ. Para obtener todo el calor que fluye del combustible, es necesario que en el hogar del generador de vapor se obtenga siempre todo el COZ que sea posible.

El proceso de combustión implica el conocimiento de la composición de los combustibles, su condición fisica, su comportamiento bajo varias condiciones de temperatura, humedad, etc. La combustión es un proceso estimulado por el calor y no se inicia hasta que el combustible es quemado a la temperatura necesaria. Por esta razón debe mantenerse una temperatura alta en el hogar, por lo que el aire debe ser calentado para la combustión antes de ingresar al hogar y así aumentar tanto la combustión como la eficiencia de ésta.

El proceso anteriormente descrito involucra los siguientes elementos de la UT (ver figura 1.2): hogar, quemadores, caja de aire, calentador de aire, ventilador de tiro forzado, ventilador de tiro inducido y el flujo de combustible.

Para mejorar la eficiencia de un generador de vapor, se requiere considerar otros aspectos. Por ejemplo, para operarlo se requiere mantener suficiente agua en el domo, por 10 que es necesario contar con un alimentador de agua que tenga una válvula de control que permita regular el flujo automáticamente cuando el agua en el domo se incremente o disminuya.

7

Unidad termoelécirica Capítulo 1

Otra cosa importante que debe considerarse es que el agua que se bombea al domo del generador de vapor no debe estar í i ta ya que podría disminuir la temperatura del agua que se encuentra en el domo y por consiguiente reducir la generación de vapor. También la introducción de agua í?h puede ocasionar deformaciones en la tubería (paredes de agua) del generador de vapor debido a la gran diferencia de temperatura. Este aspecto hace ver la necesidad de calentar el agua a la temperatura más alta posible antes de bombearla al domo, es decir, en la trayectoria desde el alimentador de agua hasta el domo del generador de vapor.

Si bien el agua que sale del alimentador puede ser calentada por separado con algún combustible, es más económico calentarla con el calor que se escapa de otro lado del sistema.

El lado agua-vapor del generador de vapor es integrado por dos cabezales (cilindros) de acero conectados por un gran número de tubos también de acero y colocados de tal manera que los gases calientes del hogar tengan que pasar a través de las paredes de tubos en su trayectoria hacia la chimenea y posteriormente a la atmósfera. La superficie total de los tubos es grande, lo que hace posible absorber una gran porción de calor. Las burbujas de vapor formadas en las paredes de agua llegan al domo donde el vapor se recolecta antes de que éste fluya a la turbina de alta presión a través del sobrecalentador.

Como el vapor fluye fuera del generador de vapor, es obvio que se debe reponer el agua que se ha evaporado y en este caso la bomba de alimentación es neceda . Esta bomba debe operar a una presión suficientemente alta para que pueda superar la presión en el domo. Para monitorear el nivel del agua en el domo se coloca un medidor de nivel que muestra el nivel del agua en el domo todo el tiempo. Si la cantidad de vapor que sale del generador de vapor es siempre igual a la cantidad de agua que entra al mismo, entonces el nivel de agua en el domo permanece constante. Es importante señalar que las variaciones en el suministro de combustible y de aire causan variaciones en la calidad de la combustión, las cuales a su vez se convierten en variaciones en el porcentaje de evaporación y todas ellas causan cambios en el nivel del agua en el domo.

Para hacer eficiente el proceso disminuyendo costos, es necesario agregar una pared separada de tubos a través de los cuales el agua de alimentación pase antes de ingresar al domo. Esta pared de tubos es colocada en la trayectoria en que los gases viajan hacia el calentador de aire y la chimenea. La mayor parte del calor en esos gases ha sido absorbida por las paredes de agua, el sobrecalentador y el recalentador, pero no todo. Si se logra que los gases viajen a través de esta nueva pared de tubos, se absorbe todavia m á s el calor con un consecuente ahorro. Por esta razón a esta pared de tubos se le conoce como economizador.

Los elementos involucrados en el proceso descrito anteriormente son los siguientes (ver figura 1.2): bomba del agua de alimentación, calentadores de alta presión del agua de alimentación, economizador, domo, tubos bajantes y paredes de agua.

8


Esencialmente se puede decir que una turbina es como un molino de viento, pero es tn& complejo, con cientos de álabes, algunos estacionarios y otros girando. Estos dabes están arreglados en grupos por donde el vapor es forzado a pasar sucesivamente.

El vapor que escapa de la turbina puede ser usado para calentar el agua en el alimentador de la misma manera que se usa el vapor que se escapa del calentador de la bomba de alimentación.

La mejor manera de disponer del vapor que se escapa, es crear un vacío en el escape final de la turbina. Con este ñn se anexa un recipiente grande hueco al escape abierto de la turbina y se instala una pared de pequeños tubos en el recipiente a través de los cuales se puede bombear agua fiía.

De esta manera el vapor que fluye de la turbina entra en contacto con los tubos MOS y se convierte en agua (por condensación). El recipiente está hecho de acero pesado capaz de resistir la presión de la atmósfera sin colapsarse. Ya que el agua fiía continúa su flujo a través de los tubos, el proceso es continuo. UM conversión de vapor en agua se estabiliza y existe un estado estable de vacío dentro del recipiente. Técnicamente tal recipiente es llamado un condensador. El cual tiene dos propósitos, primero, crear un vacío en el escape de la turbina y segundo recuperar lo condensado (vapor condensado) de tal manera que pueda ser usado nuevamente en el generador de vapor. Este condensado es agua destilada, muy pura y por lo tanto en condiciones adecuadas para la bomba de alimentación.

Se construye otro pequeño compartimiento en la parte baja del condensador para tener un lugar donde el agua condensada pueda recogerse y ser bombeada a los calentadores de baja presión del agua de alimentación, este lugar es ilamado el pozo caliente.

En el proceso descrito anteriormente interactuan los siguientes elementos (ver figura 1.2): turbinas de alta presión, presión intermedia y baja presión, condensador y bombas de extracción de condensado.

El vapor producido en el generador de vapor fluye a través del sobrecalentador de vapor a la turbina de alta presión. En la turbina pasa sucesivamente a través de varias toberas, perdiendo presión en cada una de ellas y dejando su energía en los álabes de las mismas. De la turbina de alta presión el vapor fluye hacia el generador de vapor para recuperar condiciones de presión y temperatura. Esto sucede en el recalentador, posteriormente el vapor ingresa a la turbina de presión intermedia y de ahí a la de baja presión, ocurriendo lo mismo que en la etapa de alta presión. La energía absorbida por los álabes de la turbina mueve el generador eléctrico y produce la electricidad. Emergiendo del escape abierto en la parte baja de la turbina, el vapor entra al condensador donde se condensa en los tubos a través de los cuales circula el agua fib. Este Último proceso involucra principalmente los siguientes elementos (ver figura 1.2): sobrecalentador primario, sobrecalentador secundario y recalentador.

9

_ -

Unidad termoel&trica Capítulo 1

La condensación del vapor crea un vacío, el cual reduce la presión anterior ya que de otro modo impediría el flujo de vapor en un espacio considerable. El vapor condensado se recolecta en el pozo caliente del condensador y de ahí fluye a los calentadores de baja presión del agua de alimentación incluyendo el desgasiñcador, por medio de las bombas de extracción de condensado.

Con lo anterior se cierra completamente el sistema. Toda el agua que se convierte en vapor en el generador de vapor, se convierte en agua en el condensador y ésta es bombeada nuevamente al generador de vapor. Por su puesto existen pequeñas pérdidas en diferentes puntos del sistema. Para compensar dicha pérdida, se bombea una mínima cantidad de agua tratada al sistema.

del agua de alimentaci6n

Bombadelagua ' de alhmtaci6n

................. . Calentador de alta presi6n del agua de alhentuci6n

. .

Figura 1.2 Unidad termoeléctrica de vapor de 600 Mw.

1.3 Modos de operación de las unidades de generación

A continuación se describen brevemente los conceptos y operaciones relacionadas con el sistema de control de una UT.

Una central termoeléctrica de vapor típica consta de una o más unidades de generación, integradas por un generador de vapor, varias turbinas y uno o más generadores eléctricos (dependiendo de la disposición de las turbinas) y equipos auxiliares.

Unidad temoeléctrica Capítulo 1

Como no existe un medio económico para almacenar grandes cantidades de energía eléctrica, ésta se consume al momento de generarse. Se ha establecido que la demanda varía sobre ciclos diarios, semanales y estacionarios. Para cubrir dicha demanda las unidades de generación pueden operarse en las siguientes formas [ Bol-IIE, 19831:

a) Generación base

Las unidades trabajan generando a un nivel de carga constante durante períodos prolongados. En este caso, es común encontrar unidades de gran tamaño (de más de 500 Mw.), debido a que sus generadores de vapor no toleran demandas cambiantes una vez que han alcanzado un balance térmico.

b) Generación controlada

Las unidades pueden ajustar su generación a una demanda cambiante siempre que las variaciones de carga no sean drásticas. Por lo común, se trata de unidades de mediano y pequeño tamaño. Esta forma de operación también se conoce como “seguimiento de carga”. Las unidades que operan en esta forma participan en el control de kecuencia del sistema eléctrico nacional.

c) Generación para “horas pico”

En las horas de mayor demanda entran en operación unidades de gas, ciclo combinado O

hidráulicas y participan en el control de fiecuencia del sistema. Estas plantas tienen la ventaja de arrancar, parar y controlar su generación con granrapidez.

d) Reserva de generación

Por lo general, las unidades que participan en el control de kecuencia se mantienen operando por debajo de su capacidad máxima para mantener una reserva de generación que puede utilizarse en casos de extrema demanda.

1.4 Modos de control de las unidades de generación

A tin de satisfacer la demanda, las unidades de generación pueden disponerse para operación, en tres modos de control. Cada uno de éstos asigna a diferentes equipos de la unidad la tarea de generar energía eléctrica y mantener las condiciones de operación para su continuo funcionamiento. Estos modos de control son los siguientes [Bol-IIE, 19831:

11


7

a) Caldera en seguimiento de turbina

La señal de variación de carga conectada al sistema obliga ai gobemador de la turbina a modificar la apertura de la válvula de estrangulamiento es deck la turbina asume el control de la potencia generada, en tanto que los controles del generador de vapor se encargan de mantener las condiciones de presión y temperatura del vapor mediante la modificación del suministro de agua de alimentación, el flujo de aire para la combustión, el flujo de combustible y la razón de salida de los gases de combustión.

Si la variación en el nivel de carga requiere un cambio en la energía almacenada en el generador de vapor, entonces pueden presentarse desviaciones de presión y temperatura alrededor de sus puntos de ajuste. Para compensarlas es conveniente que los controles del generador de vapor operen en exceso (usualmente sobrepaso), a ñn de reponer la pérdida de energía y satisfacer la demanda del nuevo nivel de carga. Debido a ello, la potencia generada puede oscilar alrededor del valor deseado.

La ventaja de este modo estriba en su habilidad para variar la generación rápidamente, utilizando la energía almacenada en el generador de vapor. Su desventaja principal es la naturaleza oscilatoria de la respuesta. La figura 1.3 muestra el esquema de caldera en seguimiento de turbina.

Demanda de carga +::a +

LUIILIUI

presión alimentación y la razón de combustible

Figura 1.3 Modo caldera en seguimiento de turbina [Bol-IIE, 19831.

12

Unidad termoelécirica Capitulo 1

b) Turbina en seguimiento de caldera

En este modo de control, el generador de vapor utiliza la seííai de la variación de carga para modificar el flujo de agua de alimentación, el consumo de combustible y aire y, la razón de salida de los gases de combustión. Esto provoca un cambio en la presión del vapor que utiliza el control de la turbina para modificar la apertura de la válvula de estranguiamiento a ñn de restablecer la presión a su valor de punto de ajuste. El flujo de vapor, debido al cambio en la apertura de las válvulas, modifica directamente-el valor de la potencia generada. La ventaja principal de este modo de control es su gran estabilidad en la respuesta; sin embargo, ésta es relativamente lenta debido a que la turbina espera, literalmente, hasta que el generador de vapor haya respondido antes de iniciar cualquier acción. Otra desventaja es que la energía almacenada y disponible en el generador de vapor no se utiliza plenamente. La figura 1.4 muestra el esquema de turbina en seguimiento de caldera.

Demanda de carga

1 Controles del agua de alimentación y la raz6n de combustible

1 1 Generador de vapor

Figura 1.4 Modo turbina en seguimiento de caldera [Bol-IIE, 19831.

13


C) Modo coordinado o integrado

En este modo de operación, los controles del generador de vapor y la turbina reciben sendas señales de la variación de carga. El generador de vapor opera en modo seguimiento de turbina y produce una rápida respuesta inicial, en tanto que la turbina opera en modo seguimiento de caldera y logra estabilidad en la respuesta.

La selección de los modos de control depende del tamaño de la unidad y de su forma de operación. Las unidades de pequeño y mediano tamaño se utilizan por lo común para seguimiento de carga y, dado que en esta forma de operación deben responder rápidamente a la demanda, se operan en modo caldera en seguimiento de turbina o en modo coordinado. Para unidades de generación base a aquellas de capacidad de respuesta limitada se utiliza el modo turbina en seguimiento de caldera. La figura 1.5 muestra el esquema en modo coordinado.

Demanda de carga

Controles del agua de I alimentación y la razón de combustible 1-

eléctrico 1

Figura 1.5 Modo coordinado [Bol-IE, 19831.

14

Capítulo 2 Descripción del modelo de la UT

CAPÍTULO 2

DESCRIPCI~N DEL MODELO DE LA UT

2.1 Introducción

En este capítulo se describen los aspectos más sobresalientes del modelo de la UT usado para este trabajo. El modelo de la UT se ha dividido en dos partes: modelo matemático del proceso y modelo matemático del sistema de control.

Del modelo matemático del proceso se describen los módulos que lo integrq se iistan las variables de estado y se relacionan con los elementos del sistema a los que pertenecen.

Del modelo matemático del sistema de control se explica la base funcional de cada lazo de control del sistema y se muestran en forma general sus diagramas funcionales utilizando la norma SAMA.

2.2 Modelo matemático del proceso

El modelo matemático de la UT utilizado en este trabajo de tesis, es el desarrollado por P. Benedick Usoro [Usoro, 19771, cuya capacidad máxima de generación es de 600 Mw. La UT modelada utiliza recalentamiento del vapor, precalentamiento del aire y calentamiento del agua de alimentación para optimizar el ciclo térmico.

El equipo de generación de vapor consta de 20 quemadores de combustible fósil, tiro balanceado, capacidad para generar 4.2X106 Ibhr de vapor sobrecalentado a una presión de 2600 psig y 1005°F y vapor recalentado desde 625°F a 1000°F.

Seis bombas de circulación controlada (B.C.C.) suministran el flujo de recirculación requerido; 4 de ellas son capaces de suministrar suficiente flujo para operar la planta a plena carga durante 30 horas.

Dos ventiladores de tiro forzado (VTF) suministran el aire primario y 2 ventiladores de tiro inducido (VTI) mantienen la presión en el hogar del generador de vapor al valor deseado.

El sistema utiliza calentamiento regenerativo del agua de alimentación por medio de calentadores abiertos y cerrados, el flujo del agua de alimentación es proporcionado por 2 bombas de extracción de condensado y una combinación booster-bomba principai de agua de alimentación ai generador de vapor.

15


La turbina es del tipo tandem compound, (es decir, todo el equipo del gnipo turbina y generador montado sobre un rotor) tiene una unidad de alta presión, una de presión intermedia Y 2 elementos de doble flujo de baja presión, su velocidad n o d es de 3600 rpm

La turbina ha sido diseñada para vapor sobrecalentado a 2400 psig, 1000°F y vapor recalentado a 1 OOO'F, presión a 2 pulgadas absolutas de Hg en el condensador principal, la turbina cuenta con las extracciones necesarias para 6 etapas de calentamiento del agua de alimentación (calentadores de alta y baja presión). La capacidad de generación de la turbina a de 600 MW.

El generador eléctrico se acopla directamente a la turbina y sus características son 685,000 Kva, 3 fases, 60 Hz, 22 Kv, eníiiamiento por hidrógeno y un factor de potencia de 0.90.

Las ecuaciones correspondientes a la dinámica del proceso están basadas en principios básicos de conservación (balances de momentos, balances de energía y balances de masas) [Usoro, 19771, además de relaciones termodinámicas y curvas características del equipo auxiliar. El enfoque utilizado en la representación del modelo es el de parámetros concentrados [Corripio, 19911 y [Himmelblau, 19921.

Si existen varios equipos electromecánicos que desempeñan la misma función, se considera que todos tienen el mismo comportamiento dinámico. En los equipos donde existen extracciones de vapor, los flujos de extracción se calculan como una función de los flujos de entrada.

Como resultado de las simplificaciones, el modelo matemático de la UT es no lineal de orden 47, con 23 variables de estado describiendo la dinámica del proceso y 24 el sistema de control. Se tiene un sistema con 266 ecuaciones algebraicas e igual número de variables correspondientes al proceso, mientras que la estrategia de control incluye 266 ecuaciones algebraicas y 128 parámetros.

2.2.1 Modularízación del modelo del proceso

La complejidad del modelo matemático de una planta generadora de energía, consistente de un número grande de ecuaciones algebraicas y diferenciales acopladas, dificulta el manejo del mismo debido a los recursos necesarios de almacenamiento de datos y tiempo computacional. Una de las técnicas usadas para resolver este problema es el subdividir ese modelo en módulos más manejables. Esta subdivisión no es un trabajo sencillo ya que no es posible identificar todas las ecuaciones del modelo desde un principio. Uno de los criterios aplicados en la modularización es el de basarse en la identificación de subsistemas que formen una función ñsica particular para formar módulos conteniendo las ecuaciones representativas de dichos subsistemas.

Por su puesto que si se desea encontrar la modularización más adecuada de un sistema es necesario tomar en consideración otros criterios además del anterior, como el de definir fionteras entre los módulos matemáticamente independientes eligiendo las fionteras de los módulos en puntos naturales de desacoplamiento [González, 19841.

16

Capitulo 2 Descripción del modelo de la UT

En este trabajo, el modelo matemático del proceso se ha dividido en partes iiamadas “módulos”; representando cada uno de eilos una función especíñca. De esta manera cada módulo describe mediante un conjunto de ecuaciones algebraicas acopladas a un conjunto de ecuaciones diferenciales ordinarias, una parte del modelo. Físicamente el módulo representa una sección de la planta, por ejemplo: el domo, el sobrecalentador, la turbina de alta presión, etc. La descripción de las entradas, parámetros y salidas de cada módulo se muestran en el apéndice B, la relación entradas-salidas de cada módulo es producto del desacoplamiento funcional del modelo matemático de la UT.

En total se tienen 16 módulos que representan los sistemas agua y vapor, tanto del generador de vapor como del grupo turbogenerador; de ellos, los cuatro primeros pertenecen al lazo de recirculación, los módulos 5 y 7 al sistema caldera lado vapor, el módulo 6 y el 8 integran el grupo turbina, mientras que el 9 representa al generador eléctrico. Los módulos 10, 11 y 12 representan el sistema de condensado, mientras que el sistema de agua de alimentación a caldera consta de los módulos 13 a 16.

Los módulos 17 a 22 representan al sistema aire-gases del generador de vapor. El hecho de tratar en forma independiente al sistema aire-gases es por que se requiere de un proceso iterativo para su solución. A continuación se presenta una descripción funcional de los módulos que integran el modelo del proceso.

1. Módulo domo

El domo, los tubos bajantes, las bombas de circulación controlada y las paredes de agua integran el lazo de recirculación. El líquido saturado sale del domo a los tubos bajantes, mientras que el vapor saturado de baja calidad entra al domo por las paredes de agua. Los separadores del domo remueven el líquido del vapor saturado y extraen el flujo de vapor del domo al sobrecalentador primario. El nivel del agua en el domo se regula controlando el flujo de agua de alimentación a caldera. Se asume que el vapor y el agua en el domo están en equilibrio saturado.

Las variables de estado del módulo domo son la densidad del vapor en el domo (pd,) y el volumen del agua en el domo (vaw).

2. Módulo tubos bajantes

Seis tubos bajantes transportan el agua de recirculación desde el economizador y el domo hacia las bombas de circulación controlada. Se asume que son despreciables las pérdidas de calor, los cambios de la energía cinética en los tubos bajantes y flujo incompresible. En este módulo se calcula el flujo de recirculación.

Este módulo no incluye variables de estado.

17

Capiiulo 2 Descripción del modelo de la UT

3. Módulo bombas de circulación controlada (BCC)

Seis bombas centrífugas suministran el flujo de recircuiación. Cuatro bombas son suficientes para mantener el flujo a plena carga durante 30 horas. El par de salida del manejador del motor de inducción es gobernado por sus características par-deslizamiento. Combinado con las características principales de la bomba, flujo-velocidad, el par se usa en la ecuación de momento de la bomba para describir la dinámica de las bombas de circulación controlada.

La variable de estado de este módulo es la velocidad angular de las bombas de circulación controlada (nT).

4. Módulo paredes de agua lado agua-vapor

Las paredes de agua, forman las paredes del hogar del generador de vapor y completan el lazo de recirculación. La fuente principal de vapor en el generador de vapor se produce predominantemente en las paredes de agua por transferencia de calor por radiación con los gases de combustión que posteriormente se utilizan para mantener la temperatura del vapor recalentado.

La variable de estado de este módulo es la temperatura del metal de las paredes de agua ~ ~ w w m > .

5. Módulo sobrecalentador lado vapor y etapa de atemperación del mismo

La primera etapa de sobrecalentamiento del vapor se realiza por transferencia de calor por convección y radiación entre el flujo de gases de combustión y el metal que forma al sobrecalentador primario.

Este elemento se localiza en la parte superior del hogar del generador de vapor, el sobrecalentador primario es el primer intercambiador de calor con el que interactuan los gases de combustión que salen del hogar. El vapor sobrecalentado fluye hacia la sección de atemperación del sobrecalentador.

La función de la sección de atemperación del sobrecalentador es mantener la temperatura del vapor principal (f,) en el punto de ajuste. Para esto se utiliza agua de alimentación proveniente de la descarga de la bomba de agua de alimentación a caldera, dicha agua se rocía sobre el flujo de vapor principal (whP). Se asume que el flujo de atemperación y el flujo de vapor principal se mezclan totalmente en forma adiabatica.

18

Descripción del modelo de la UT Capítulo 2

La etapa final de sobrecalentamiento se realiza por transferencia de calor por convección entre el flujo de gases de combustión y el metal que forma al sobrecalentador secundario. Este elemento es el segundo intercambiador de calor que interactua con el flujo de los gases de combustión que salen del hogar del generador de vapor. La temperatura y presión de salida (temperatura y presión del vapor principal) son controladas por medio del flujo de atemperación al sobrecalentador y el control de combustión respectivamente. Dependiendo del flujo de vapor se extrae vapor, del sobrecalentador o de la turbina de presión intermedia, para la turbina impulsora de la bomba de agua de alimentación a caldera.

Las variables de estado de este módulo son: la densidad del vapor a la salida del sobrecalentador primario (ppwi), la densidad del vapor a la salida del sobrecalentador secundario (psy>), la entalpía del vapor a la salida del sobrecalentador primario (&,) y la entalpía del vapor a la salida del sobrecalentador secundario (hsso).

6. Módulo turbina de alta presión

El flujo de vapor de entrada a la turbina de alta presión se determina por el área de apertura de las válvulas de control, dicha área se calcula por el sistema de control de turbina y las condiciones del vapor principal a la salida del sobrecalentador secundario.

La caja de vapor es una pequeña cámara localizada a la entrada de la primera etapa de la turbina de alta presión y actúa como una fuente de vapor.

Se asume que el vapor proveniente de la caja de vapor se expande adiabaticamente a través de la turbina de alta presión. Se supone velocidad sonica del vapor para que el flujo en la turbina de alta presión esté en función de las condiciones de descarga de la caja de vapor. Se exirae vapor de la turbina de alta presión para el equipo auxiliar de la planta y para el calentamiento de alta presión del agua de alimentación a caldera (no se muestra en la figura).

La variable de estado de este módulo es la densidad del vapor a la salida de la caja de vapor (pro).

7. Módulo recalentador y sección de atemperación del mismo

Después del proceso de expansión en la turbina de alta presión y de agregar agua para atemperar, el vapor se sobrecalienta en el recalentador por medio de transferencia de calor por convección con el flujo de los gases de combustión. El recalentador es el tercer intercambiador de calor con el que interactuan los gases que salen del hogar del generador de vapor. La temperatura del vapor a la salida del recalentador se mantiene en el valor deseado por medio del flujo de atemperación al recalentador (w~), la inclinación de quemadores y los gases de recuculación.

19


La función de la sección de atemperación del recalentador es mantener la temperatura del vapor a la salida del recalentador (tho) en su punto de ajuste, siempre que los controles de los gases de recirculación e inclinación de quemadores no puedan mantener dicha temperatura en el valor deseado. Para esto se utiliza agua de alimentación proveniente de la descarga de la bomba del agua de alimentación a caldera, dicha agua se rocía sobre el flujo de vapor que sale de la turbina de alta presión. Se asume una mezcla totalmente adiabatica.

Las variables de estado de este módulo son la densidad del vapor a la salida del recalentador (ph0) y la entalpía del vapor a la salida del recalentador (hho).

8. Módulo turbina de presión intermedia, tubo de interconexión y turbina de baja presión

El flujo del vapor a la turbina de presión intermedia se determina por el área de apertura de las váivulas interceptoras, la cual es calculada por el sistema de control de turbm y por las condiciones del vapor de descarga en el recalentador. Se asume que el vapor se expande adiabaticamente a través de la turbina. Se extrae vapor para el calentamiento de alta presión del agua de alimentación a caldera y como suministro de vapor al desgasiñcador.

El tubo de interconexión conecta la turbina de presión intermedia y la turbina de baja presión. El tubo es relativamente corto y su diámetro es grande, por lo que se asume que no hay caída de presión.

El flujo de vapor que entra a la turbina de baja presión está en función de las condiciones de descarga del vapor en el tubo de interconexión. Se tienen tres extracciones en la turbina de bajapresión, las cuales se utilizan para el calentamiento de baja presión del agua de alimentación a caldera.

-

La variable de estado de este módulo es la densidad del vapor en el tubo de interconexión (PWJ

9. Módulo generador eléctrico

En el generador eléctrico se transforma la energía mecánica a energía eléctrica. Este está acoplado directamente al grupo turbm y sus características son: 685,000 Kva, 3 fases, 60 22 Kv, enfriamiento por bidrógeno y un factor de potencia de 0.90. La velocidad nominal del grupo turbina-generador eléctrico es de 3600 rpm y se mantiene en su punto de ajuste por medio de las válvulas de control de turbina.

Las variables de estado de este módulo son la velocidad angular de la turbina (n,J y el ángulo de potencia (8).

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IO. Módulo condensador principal

El vapor proveniente de la turbina de baja presión se descarga al condensador. Las variaciones en las condiciones del condensador son pequeñas, por lo tanto, se hace la aproximación de la relación de la presión en el condensador con la presión de entrada a la turbina de baja presión. Se asume que la calidad del vapor proveniente de la descarga de la turbm de baja presión es constante.


11. Módulo bombas de extracción de condensado

. Dos bombas centrífugas suministran el flujo de condensado desde el pozo caliente del condensador a los calentadores de baja presión del agua de alimentación. El par de salida del manejador del motor de inducción es gobernado por sus características par-deslizamiento. Combinado con las Características principales de la bomba, flujo-velocidad, el par se usa en la ecuación de momento de la bomba para describir la dinámica de las bombas de extracción de condensado.

La variable de estado de este módulo es la velocidad de las bombas de extracción de condensado (ncp).

12. Módulo calentadores de baja presión del agua de alimentación

El vapor extraído de la turbina de baja presión se usa para calentar el flujo de condensado y se descarga al condensador en condiciones de saturación. Los tres calentadores de baja presión del agua de alimentación (instalados en la planta real) se concentran en un calentador equivalente de baja presión del agua de alimentación (en el modelo matemático del proceso). El flujo de condensado ai desgasificador se regula por medio de la válvula de control del desgasificador para mantener el nivel del agua en el desgasificador al valor deseado.

La variable de estado de este módulo es la entalpía a la salida del calentador equivalente de baja presión del agua de alimentación (hlho).

13. Módulo desgasificador

El desgasificador realiza tres funciones: eliminar los gases del flujo de condensado (desgasificar), calentar el agua de alimentación a caldera y almacenar fluido (como carcamo de la bomba de agua de alimentación). El flujo de condensado proveniente de los calentadores de baja presión del agua de alimentación, el vapor extraído de la turbm d e baja presión, el vapor descargado de los calentadores de alta presión del agua de alimentación y los retornos del vapor para el equipo auxiliar se mezclan en el desgasificador obteniéndose un aumento en la temperatura del agua de alimentación a caldera.

21

Descripción del modelo de la UT Capitulo 2

Líquido saturado sale del desgasificador a la bomba del agua de alimentación al generador de vapor. €31 nivel del agua en el desgasificador se mantiene controlando el flujo de c o n d e ~ d o , Se asume que el vapor Y el agua en el desgasificador están en equilibrio saturado. El equipo de desgasificación e h h a 10s gases del agua de alimentación antes de que esta entre al tanque de almacenamiento.

Las variables de estado del desgasificador son la densidad del vapor en el desgasificador @des) y el volumen del agua en el desgasificador @dew).

14. Módulo turbina impufsora de la bomba del agua de alimentación al generador de vapor

El equipo de bombeo del agua de alimentación al generador de vapor consta de la turbina hpulsora y de la bomba principal del agua de alimentación. La turbina suministra el par de entrada, el cual se usa en la ecuación de momento para describir la dinámica de la bomba, combinada con las características de la bomba. El flujo de vapor extraído de la turbina de alta presión, el cual entra a la turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación, es controlado para mantener la presión diferencial de la válvula de control del agua de alimentación en su punto de ajuste. Los flujos de atemperación para el sobrecalentador y el recalentador se extraen de la descarga de la bomba del agua de alimentación a caldera. En este módulo se calcula el flujo de agua de alimentación al generador de vapor y no incluye variables de estado.

15. Módulo bomba principal del agua de alimentación al generador de vapor

En este módulo se calcula la velocidad de la bomba principal del agua de alimentación al generador de vapor (nfp), la cual es controlada por la turbina impuisOra de la misma.

16. Módulo calentadores de alta presión del agua de alimentación y economizador

El vapor que se extrae de las turbinas de alta presión y presión intermedia se usa para calentar el agua de alimentación a caldera y se descarga al desgasificador en condiciones de saturación. Físicamente, en la planta real, existen tres calentadores de alta presión del agua de alimentación que, en el modelo, se concentran en un calentador equivalente de alta presión de agua de alimentación. El flujo del agua de alimentación se regula por medio de la válvula de control del flujo de agua de alimentación.

La etapa final del precalentamiento del agua de alimentación a caldera se realiza por transferencia de calor convectivo con el flujo de los gases de combustión. El economizador es el cuarto intercambiador de calor que interactua con el flujo de gases que salen del hogar. La presión de descarga es la presión en el domo y se asume que el flujo de descarga se mezcla adiabaticamente con el agua del domo en los tubos bajantes.

Las variables de estado de este módulo son la entalpía a la salida de los calentadores de alta presión del agua de alimentación (hmo) y la entalpia a la salida del economizador (heco).

22


17. Módulo ventiladores de tiro forzado (VTF)

Se usan dos ventiladores centnfugos de tiro forzado para suministrar el flujo de aire de la atmósfera al hogar del generador de vapor. El par de salida del manejador del motor de inducción es gobernado por sus características par -desmento . Combinado con las características principales del ventilador, flujo-velocidad, el par se usa en la ecuación de momento del ventilador para describir la dinámica de los ventiladores de tiro forzado. Los ventiladores están equipados con compuertas de entrada, las cuales se utilizan para mantener el flujo de aire en el hogar del generador de vapor al valor deseado y así obtener una buena combustión. El área de apertura de las compuertas se determina en el sistema de control de combustión.

La variable de estado de este módulo es la velocidad de los Ventiladores de tiro forzado (nfd).

18. Módulo flujo de aire y gases de salida (chimenea)

En este módulo se calculan las variables correspondientes a los VTF y VTI, además de la presión en el hogar del generador de vapor. La chimenea tiene dos funciones, proporciona el tiro y a través de ella se descargan los gases de combustión hacia la atmósfera.


19. Módulo inclinación de quemadores

El hogar del generador de vapor incluye cinco niveles de quemadores de combustible, cada nivel posee cuatro quemadores (colocados en las esquinas de cada nivel del generador de vapor). Se controla la inclinacih de los quemadores para mantener la temperatura del vapor recalentado en el valor deseado. La transferencia de calor por radiación se modifica por el número de quemadores operando y por el ángulo de inclinación de los mismos.

La presión en el hogar del generador de vapor se mantiene en su punto de ajuste controlando el área de apertura de las compuertas de los ventiladores de tiro inducido (VTI).


20. Módulo paredes de agua lado gases de combustión

El proceso de transferencia de calor en el hogar del generador de vapor es predominantemente por radiación hacia las paredes de agua y el sobrecalentador primario.


23


21. Módulo sobrecalentador, recalentador y ecooomizador lado gases de combustión

El flujo de gases que sale del hogar pasa sucesivamente a través del sobrecalentador primario, sobrecalentador secundario, recalentador, economizador y precalentador de aire, transfiriendo calor a cada intercambiador de calor en cada punto de contacto (ver figura 2.2). A la salida del economizador se extrae una porción del flujo de gases y se introducen al hogar del generador de vapor con el fin de mantener en el valor deseado la temperatura del vapor recalentado.

Este módulo no incluye variables de estado,

22. Módulo ventiladores de tiro inducido (VTI)

Se usan dos Ventiladores centrífugos de tiro inducido para expulsar los gases de combustión a la atmósfera. El par de salida del manejador del motor de inducción es gobemado por sus características par-deslizamiento. Combinado con las características principales del ventilador, flujo-velocidad, el par se usa en la ecuación de momento del ventilador para describir la dinámica de los ventiladores de tiro inducido. Los ventiladores están equipados con compuertas de entrada, las cuales se u t i l i para mantener la presión en el hogar del generador de vapor al valor deseado. El área de apertura de las compuertas se determina en el sistema de control de la presión en el hogar del generador de vapor.

La variable de estado de este módulo es la velocidad de los ventiladores de tiro inducido (nid).

, 24

Capitulo 2

I En la tabla 2.1 se presentan las variables de estado que describen la dinámica del proceso,

su descripción y el módulo al que pertenecen. En la figura 2.1 se muestra el esquema general de la UT modularida, mientras que la figFa 2.2 muestra el diagrama esquemático de la trayectoria del flujo aire-gases, en el cual se muestran los principales componentes así como el sentido del flujo del aire y de los gases en la UT.

Descripción del modelo de la UT

Tabla 2.1 Variables de estado del proceso.

25


Calentador de baja presi6a del agua de alimentaci6n

Bomba del agua de alimenta~i6n

i . . . . . . . . . . . . . . . . .. Calentador de alta presión del agua de alimenraci6a

Figura 2.1 Esquema general de la UT modularizada.

Sobrecalentador Recalentador secundario - 1 Economizador Sobrecalentador

primario

&--,-+ Calentador

Atmósfera , L, 1 Eeca;entador

Chimenea

Figura 2.2 Diagrama esquemático de la trayectoria aire-gases.

26


2.3 Modelo del sistema de control de la UT

El sistema de control implantado en el modelo original psoro, 19771 incorpora los lazos de control necesarios para el correcto funcionamiento de una planta moderna de generación de energía eléctrica.

El sistema de control incluye técnicas de control prealimentado para lograr una rápida respuesta y minimizar las oscilaciones. Los controladores retroalimentados se utilizan para los ajustes h i e s en los lazos secundarios del proceso para corregir no linealidades menores y desviaciones estáticas.

Las acciones de control que se implantan son: proporcional (P), proporcional más integral (PI) y proporcional más integral más derivativo (PID). Además de estas acciones de control se simulan tanto los convertidores de señal de proceso (presión, temperatura, nivel, etc.) a señal eléctrica estándar (1 a 5 V.) de los lazos de control como la dinámica de los actuadores.

2.3.1 Elementos del sistema de control en la UT

Los lazos de control que se implantan constan básicamente de un convertidor lineal, un actuador o elemento final de control y un controlador (generalmente PI o PID). La estrategia de control implantada es integrada por los siguientes lazos de control, los cuales se describen posteriormente y además se presentan sus diagramas funcionales bajo la norma SAMA.

Control de combustión. Control de la presión del vapor principal. Control del flujo de aire. Control del flujo de combustible.

Control de la presión en el hogar del generador de vapor.

Control del flujo de agua de alimentación al generador de vapor. Control de la turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación. Control del flujo de agua de alimentación y nivel del agua en el domo.

Control del flujo de condensado.

Control de la temperatura del vapor en el sobrecalentador.

Control de la temperatura del vapor en el recalentador. Control de recirculación de los gases de combustión. Control de la posición de los quemadores.

Control de la turbina.

27


Control de combustión

Este lazo de control está formado por los controladores PI de la presión del vapor principal (psso), el flujo de aire (war) y el flujo de combustible (wfi). Como el sistema de control funciona en modo de caldera en seguimiento, el punto de ajuste de la presión del vapor principal para cualquier punto de operación de la unidad es de 2415 psia.

El punto de ajuste (pa) de la presión del vapor es comparado con la presión medida (psso), a la salida del controlador se le agrega el bias debido a la señal proporcional al error en la velocidad angular de la turbina (ntr). El producto de la suma anterior es la señal de demanda maestra de caldera (cbmd).

La señal de demanda maestra de caldera (cbmd), se transmite a los sistemas de control del flujo de aire y de combustible. La demanda de flujo es la menor de dos señales: a) La demanda maestra de caldera o b) El flujo medido de aire, esto permite garantizar que la demanda del flujo de aire nunca excederá al flujo de aire. El controlador del flujo de combustible compara la demanda con el flujo medido de combustible. La señal de salida del controlador entra al simulador del elemento ñnai de control (váivula), el cual representa el retardo debido a la válvula de control del flujo de combustible a quemadores. Finalmente, la señal de control se convierte al flujo de combustible (Wn) mediante un transductor lineal.

La magnitud de la serial de demanda maestra de caldera (cbmd) transmitida al controlador del flujo de aire es limitada al 25% del flujo total de aire. El controlador del flujo de aire compara la demanda con el flujo medido de aire. La salida del controlador se aplica al simulador del elemento ñnai de control, el cual equivale al retardo de las compuertas de entrada de los ventiladores de tiro forzado. Posteriormente, la señal de control se convierte en la posición de las compuertas de entrada ( a 4 a los VTF para obtener el flujo de aire deseado. La figura 2.3 muestra el diagrama del control de combustión.

28


Presión del vapor principal Velocidad de

7

- A

k +- -

+ c

Demanda 1 Flujo de aire maestra 1

kc2arl -Ep Q

I n Ventilador de tiro forzado

CWtl

-7 /-7 Válvula de combustible

Figura 2.3 Diagrama del control de combustión.

29


Control de la presión en el hogar del generador de vapor

La presión en el hogar del generador de vapor se mantiene en el valor deseado por medio del controlador de presión del hogar. El controlador compara la referencia con la presión medida en el hogar y aplica una acción de control proporcional más integral ai error. La señal medida del flujo de aire se prealimenta, sumándose a la señal del controlador. La señal resultante se transmite a un simulador que representa el retardo debido a las compuertas de entrada a los ventiladores de tiro inducido. La señal de salida se convierte en la posición de las compuertas de entrada (avi) a los ventiladores de tiro .inducido, controlándose así la presión en el hogar del generador de vapor.

Presión del hogar

Q I__I -

+ m +T c- n P

Ventilador de tiro inducido

Figura 2.4 Diagrama del control de la presión en el hogar.

Control de la turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación

Se mantiene una caída de presión constante a través de la válvula de control del agua de alimentación por medio de la variación de la velocidad de la bomba del agua de alimentación.

Esto se logra comparando la presión diferencial requenda con la medida (pfvd) y aplicando una acción de control proporcional más integral ai error. La salida del controlador de la turbina de la bomba del agua de alimentación se transmite al simulador del actuador, con lo que se aproxima el retardo asociado a la turbina que maneja la bomba del agua de alimentación.

30

Descripción del modelo de la m' Capítulo 2

Finalmente, la señal de salida del simulador se convierte al flujo del vapor de extracción (d), que a SU vez se alimenta a la turbina de la bomba del agua de alimentación. Ver la siguiente figura.

Presión diferencial en la válvula de control

Q Q

n Flujo de vapor a la turbina impulsora de la bomba del arma de alimentación

Figura 2.5 Diagrama del control de la turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación

Control del flujo de agua de alimentación y nivel del agua en el domo

El control del flujo de agua de alimentación se realiza mediante un lazo de control de tres elementos. La presión del vapor en la primera etapa (de la turbina de alta presión) es utilizada como una medida del flujo de vapor principal, y representa el primer elemento.

El flujo total del agua de alimentación es constituido por el flujo del agua de atemperación al sobrecalentador, el flujo del agua de atemperación al recalentador y el flujo medido del agua de alimentación. El flujo total del agua de alimentación representa el segundo elemento. El tercer elemento lo constituye el nivel del agua en el domo.

El controlador de nivel del agua en el domo compara la referencia con el nivel medido y aplica una acción proporcional más integral al error para mantener el nivel del agua en el domo al valor deseado. La salida del controlador de nivel del agua en el domo se suma a la señal del primer elemento para obtener la s eh l de demanda de flujo del agua de alimentación.

El controlador del flujo de agua de alimentación compara el flujo total del agua de alimentación con la señal de demanda de flujo y aplica una acción de control proporcional más integral para balancear el flujo del agua de alimentación con la demanda. La salida del controlador del flujo del agua de alimentación pasa a través de un simulador del elemento ñnal de control, el cual representa el retardo asociado a la válvula de control del agua de alimentación. Posteriormente, la señal de salida del simulador se convierte al área de apertura de la válvula de control (a fv ) . En la figura 2.6 se presenta el diagrama del control del flujo de agua de alimentación a caldera y del nivel de agua en el domo.

31

Capítulo 2 Descripción del modelo de la W

leracl6n

' Válvula de control del flujo a de agua de alimentación

Figura 2.6 Diagrama del control del flujo de agua de alimentación y nivel de agua en el domo.

Control del flujo de condensado

El lazo de control del flujo de condensado está integrado por tres elementos. La presión del vapor en el recalentador @rho) es utilizada como una medida del flujo de vapor en la etapa de baja presión y representa el primer elemento del lazo. La medición del flujo de condensado constituye el segundo elemento, y el nivel del agua en el desgasificador es el tercer elemento.

El controlador del nivel del agua en el desgasificador compara el nivel del agua deseado con la medición del mismo y aplica una acción de control proporcional más integral más derivativa (PID) a la diferencia entre ambas señales para mantener el nivel en el valor deseado. La salida del controlador de nivel se suma a la del primer elemento del lazo @rho) para constituir la señal de demanda del flujo de condensado.

El controlador del flujo de condensado compara el flujo medido de condensado con la señal de demanda del mismo y aplica una acción de control proporcional más integral a la diferencia entre ambas, para alcanzar el valor del flujo de condensado deseado. La salida del controlador del flujo de condensado se aplica al simulador del actuador, con el objeto de representar el retardo debido a la respuesta de la válvula de control del flujo de condensado.

32


Posteriormente, la salida del simulador se convierte al área de apertura de la váivuia de control (adv).

Nivel de agua en el desgasificador

o Presión del vapor recalentado

Flujo de agua de condensado

I

' Válvula de control del a desgasificador

Figura 2.7 Diagrama del control del flujo de condensado.

Control de la temperatura del vapor en el sobrecalentador

El control de la temperatura del vapor en el sobrecalentador se efectúa regulando el flujo de agua de atemperación, dicho flujo se rocía en la conexión entre el sobrecalentador primario y el secundario. El punto de ajuste de la temperatura del vapor está en función de la carga como medida del flujo de vapor principal (whp), y es posible bajar el punto de ajuste manualmente; por medio de un selector de la menor de dos señales.

El punto de ajuste se compara con la temperatura medida (tsso) y el controlador aplica una acción proporcional más integral al error. Para anticiparse a cambios de carga, se suman las mediciones de la presión de la primera etapa y la inclinación de quemadores como acciones de control puramente derivativas. La salida del controlador de temperatura del vapor en el sobrecalentador y las señales derivativas se envían al simulador del actuador que representa el retardo debido a la respuesta de la válvula de rocío al sobrecalentador.

33


Enseguida, la señal del simulador se convierte al flujo de atemperación al sobrecalentador (wsy) para mantener la temperatura del vapor a la salida del sobrecalentador en el valor deseado.

Flujo del vapor principal

+ 1 vapor principal

7- quemadores Posición de los

Presión en la extracción del vapor 1 @-wp-@ n

Flujo de atemperación al sobrecalentador

Figura 2.8 Diagrama del control de la temperatura del vapor en el sobrecalentador.

Control de la temperatura del vapor en el recalentador

Para mantener la temperatura del vapor en el recalentador al valor deseado se u t k un esquema de tres elementos: rocío de agua al recalentador, inclinación de quemadores y gases de recirculación El punto de ajuste de la temperatura está en función de la carga por medio del flujo de vapor principal (whp), y puede disminuirse manualmente por medio de un selector de la menor de dos señales. El punto de ajuste se compara con la temperatura medida, al mismo tiempo se agrega una señal anticipatoria debida a cualquier cambio en la carga (vía la presión del vapor en la primera etapa). La señal resultante de las tres anteriores entra al controlador de la temperatura del vapor en el recalentador.

El controlador aplica una acción proporcional más integral a dicha señal, la salida del controlador se suma a la señal anticipatoria a cambios en la temperatura del vapor en el recalentador. La señal resultante se transmite simultáneamente a dos simuladores que representan los retardos debidos a la posición de los quemadores y a la válvula de rocío al recalentador respectivamente.

34


Postenomente, las señales se convierten en radianes para la posición de quemadores (xgg) y en flujo de atemperación al recalentador (wry). La señal para rociar agua al recalentador actúa sólo cuando la posición de los quemadores alcanza su límite superior o inferior.

La estrategia para controlar el flujo de los gases de recirculación depende sólo de la posición de los quemadores. El control de los gases de recirculación está formado por un integrador, el cual aplica una acción integral al error debido a la diferencia entre la posición real y la deseada de los quemadores.

La salida del integrador cambia el valor del flujo de los gases de recirculación únicamente cuando la posición de los quemadores varía más de f 5" sobre el centro del rango de operación (Oo). Además, la salida al simulador del actuador es la menor de dos señales: una es la salida del integrador y la otra es una hcción del total del flujo de aire (war). El simulador representa el retardo debido al elemento ñnal de control. La señal de salida del simulador se convierte al flujo de los gases de recirculación (wgr) que se toma del flujo de gases a la salida del economizador y se introducen al hogar del generador de vapor. Ver la figura 2.9.

o Posición de los quemadores

?

D Flujo de los gases de recirculación

Figura 2.9 Diagrama del control de los gases de recircuhción.

35


Oueración del lazo de control de temperatura del vauor en el recalentdor.

que la temperatura medida del vapor en el recalentador está por abajo del valor deseado, entonces los quemadores se mueven hacia arriba con respecto a su posición anterior. En el momento en que la posición de los quemadores exceda de 5", el lazo de control de 10s gases de recirculación se activa. El integrador inicia su acción para corregir el error en la posición de los quemadores.

Ahora se supone que la temperatura excede el valor deseado, la posición de los quemadores regresa lentamente a su punto de ajuste mientras que, los gases de recirculación se incrementan continuamente a una velocidad que depende de cuan mayor sea la posición de los quemadores de 5'. Una vez que la posición de los quemadores está dentro de los 5'; el flujo de los gases de recirculación tiende a estabilizarse mientras que la posición de los quemadores regresan a su punto de ajuste.

Si la temperatura del vapor en el recalentador permanece alta los quemadores tenderán a una posición negativa, cuando su posición sea menor de -5' el control de los gases de recirculación se activa. El flujo de los gases de recirculación disminuye para reducir la temperatura del vapor en el recalentador. Cuando los quemadores alcanzan su posición más baja se activa la etapa de atemperación al recalentador. Conforme la temperatura del vapor en el recalentador tiende a su punto de ajuste, la posición de los quemadores retorna al valor deseado, el rocío al recalentador se suspende y, el flujo de los gases de recirculación mantienen un valor constante.

Presión del vapor en la extracción 1 @-wu

Temperatura del I vapor recalentado

Flujo de atemperación alrecalentador Posición de los

quemadores a Figura 2.10 Diagrama del control de temperatura del vapor en el recalentador.

36


Control de la turbina

Se emplea un sistema de control electro-hidráulico (CEH) para el grupo turbina. El diseño de la turbina le permite operar en modo de arco total o en modo de arco parcial.

El modo de arco total se utiliza en los arranques de la planta termoeléctrica, mientras que el modo de arco parcial se emplea durante la operación normal de la misma. En modo de arco total las válvulas de control de turbina permanecen totalmente abiertas, lográndose la regulación por medio de las válvulas de paro. En modo de arco parcial sucede lo opuesto; válvulas de control regulando el flujo de vapor de entrada a la turbina de alta presión y válvulas de paro completamente abiertas.

El sistema de control electro-hidráulico (CEH) se organiza en tres unidades para minimizar las interacciones:

1. Unidad de control de velocidad. 2. Unidad de control de carga. 3. Unidad de control de válvulas.

Se asume que la turbina opera en modo de arco parcial y para ello se utilizan las válvulas de control en la regulación del flujo de vapor a la turbina de alta presión. Esta consideración limita la operación del modelo de la UT a un rango aproximado de operación del 40 al 100 % de carga (240 a 600 Mw). Con algunas modificaciones la UT puede operar en modo de arco total, el cual utiliza las válvulas de paro para regular el flujo de vapor a la turbina de alta presión.

El punto de ajuste obtenido de la señal de demanda de carga (Idc) se añade a la señal de salida del controlador de la unidad de control de carga, el cual compara esta señal con la potencia generada medida y le aplica a la diferencia entre ambas (error) una acción proporcional más integral. La señal resultante es la señal de referencia de carga deseada. Esta señal se compara con la señal de referencia de carga medida, y la diferencia entre ambas es la entrada al motor referencia de carga.

La señal de referencia de carga se suma a la señal proveniente de la unidad de control de velocidad (la cual aplica una acción de control proporcional a la diferencia entre el punto de ajuste de la velocidad de la turbina y la velocidad medida de la turbina). La s e w resultante entra a la unidad de control de las válvulas gobernadoras, esta unidad determina la posición adecuada de las válvulas para obtener el flujo de vapor deseado a la turbina de alta presión. La salida de la unidad de control de las válvulas gobemadoras se convierte en el área de apertura de la válvula gobernadora equivalente (agv).

La figura 2.1 1 muestra el diagrama del control de la turbina.

31


Potencia generada

9 Velocidad de la turbina

Q

de carga

de la válvula

n Válvula gobernadora

Figura 2.11 Diagrama del control de la turbina.

38


ctivd c2dv

c3dv

c8dv cdwd c5rh dctrho

En la tabla 2.2 se presentan las variables de estado que describen la dinámica del sistema de controk su descripción y el lazo al que pertenecen.

alimentación Señal de control al actuador Acción derivativa del controlador PID del nivel de agua en el Flujo de condensado desgasificador Acción integral del controlador PiD del nivel de agua en el Flujo de condensado desgasificador Acción integral del controlador PI del flujo de condensado Flujo de condensado Señal de control al actuador Flujo de condensado Acción integral del controlador PI de temperatura Temp. del vap. recalent. Señal anticipatoria (acción derivativa) de la temperatura del Temperatura del vapor en

Flujo agua de aliment.

[Vanable 1 I I

dcplst

c5sy dcxez

el recalentador Señal anticipatoria (acción derivativa) de la presión del vapor en Ambos lams de control de la primera etapa temperatura Acción integral del controlador PI de temperatura Señal anticipatoria (acción denvativa) de la posición de los Temperatura del vapor en

Temp. del vapor sobrec.

1 vapor en el recalentador 1 Señal de control para determinar la posición de los quemadores

1 el recalentador I Temperatura del vapor en cxggd

1 el sobrecalentador

I I quemadores I el sobrecalentador 1 Señal de control al actuador csvd \Temperatura del vapor en

carga Retardo debido a la respta. del motor referencia de carga c4tr Control de turbina

cacvd Señal de control al actuador Control de turbina

Tabla 2.2 Variables de estado del sistema de control.

39

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT cai el software de interfaces gráficas

CAPÍTULO 3

IMPLANTACI~N DEL MODELO DE LA UT CON EL SOFTWARE DE INTEWACES GRÁFICAS

3.1 Introducción

En este capítulo se describe la implantación del modelo matemático de la UT en el sofiure de interfaces gráñcas, cuya modularización se presentó en el capítulo 2. Esta descripción consiste básicamente en relacionar la modularización del modelo matemático con las diferentes rutinas de los programas y todas las utilerías del paquete de interfaces gráñcas necesarias para correr el modelo global.

3.2 Descripción del software de interfaces gráficas

Actualmente, existen compafhs que incluso cuentan con productos comerciales relacionados con el modelado y la simulación de procesos. Entre las compañías que cuentan con esta tecnología se encuentran:

CAE (Computed Aided Engineer) con su producto ROSE, (Real-time Object-oriented Software Enviroment) el cual es un conjunto de herramientas y bibliotecas que proporcionan un ambiente en el cual el usuario puede formular, codificar, probar y documentar modelos [Véiez, 19951. El sistema es representado por medio de dibujos esquemáticos que usan componentes encontrados en la bibliotecas de objetos.

EPRi (Electric Power Research Institute) y MITRE han desarrollado un prototipo de panel de control de una planta termoeléctrica por medio de una proyección de vídeo de alta resolución myson, 19941.

ASPEN tiene en su producto MAX un pqquete de modelado y simulación de procesos [Taylor, 19931. Max está diseñado para usarse en las industrias química y petroquimica y permite ai usuario especificar y hacer converger cálculos de balances de materia y energía y cálculos de propiedades.

The MATH WORKS Inc. ofiece su programa SIMULWK, para la simulación dinámica de sistemas, el cual es una extensión para MATLAB [Simulink, 19931. En Simuiink el usuario puede representar y analizar sistemas dinámicos, mediante bloques que se obtienen en las librerías del mismo.

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Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sojbvare de interfaces gráficas

VISUAL SOLUTIONS Inc. (VisSim), es un sofhvure desarrollado para el diseño y la simulación de sistemas dinámicos no lineales [VisSim, 19941. Al igual que Simulink, los bloques se obtienen de librerías.

El proceso las características Simulink.

de selección del sofrware comercial de interfaces gráñcas consistió en comparar de dos de elios (por razones de disponibilidad de los mismos): VisSim y

3.2.1 Análisis de Sirnulink

Cuando se crea un modelo en Simulink dibujando un diagrama a bloques (modelo gráfico), Simulink usa la información contenida en el diagrama a bloques para generar lo que se conoce como una S-function (Función para el Sistema). Las S-functions son el corazón del cómo trabaja Simulink [ S i m W , 19931. La tabla 3.1 muestra las tres formas en las que se puede representar el modelo de un sistema en Simulink, el tipo de S-function y la interfaz necesarias para su simuiación.

Tipo de S-function I Interface Gráñco I Diagrama a bloques Archivo tipo M I Lenguaje Matlab

I Subnitinas en lenguajes C o Fortran Archivo tipo MEX

Tabla 3.1 Tipos de S-function

De acuerdo con los requerimientos de este trabajo (rapidez de simulación e implantación del simulador en un lenguaje de alto nivel, tal como C), el tipo de S-function a considerar es la que utiliza archivos tipo MEX.

A continuación se listan las características principales de Simulink:

Capacidad para diseño, análisis y simulación de sistemas lineales y no lineales, continuos o discretos ( o una combinación de ambos). Simuiink es parte de Matlab, esto le permite ofrecer ai usuario todo el potencial de análisis de Matlab. Posibilidad de modelar sistemas en forma gráñca (bloques), en comandos de Matlab (archivos .m) y en lenguajes de alto nivel: Fortran o C (archivos .mex). Permite solucionar lazos algebraicos (ecuaciones implícitas). Posee 6 algoritmos para integrar ecuaciones diferenciales (no incluye el algoritmo de integración Runge-Kutta de orden cuatro, necesario para validar el simulador). No permite comunicación inakmbrica entre bloques, y está limitado a 6 parámetros externos de entrada al bloque (utilizando la función Mask de S i m W ) .

41

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT cori el softwme de interfaces gráficas

3.2.2 Análisis de VisSim

vissim es un lenguaje en d k m a bloques para modelar y simular matemáticamente sistemas @recesos) Lineales Y no h d e s vksh, 19941. Los bloques y la interconexión entre 10s mismos ( h b r i c a o inaiambrica) son la herramienta principal de diseño. Cada bloque corresponde a una función matemática, la función puede ser tan simple como una función seno o tan compleja como una función transferencia de décimo orden. Además, VisSim brinda el soporte para que el usuario diseñe SUS propios bloques por medio de librerías u n i h dinámicamente (DLL, por sus siglas en inglés). Un DLL es una librería precompiiada de funciones que son llamadas al ejecutarse la simulación del módulo en el paquete de interfaces gráficas [VisSim, 19941.

Cuando se simuia un diagrama a bloques en VisSim, primero se evalúan los bloques que producen señales Únicamente, tales como constantes y generadores de rampas, estos datos se envían a bloques del tipo intermedio es decir; bloques que tienen entradas y salidas (ganancias, sumadores, etc.), finalmente los datos se envían a los bloques que tienen entradas únicamente, tales como graficadores, medidores, etc. En caso de que el sistema modelado tenga retroalimentaciones, VisSim verüica que cada lazo de retroalimentación contenga al menos uno de los siguientes bloques: integador, función de transferencia, retardo unitario o tiempo de retardo. En caso de que esto no suceda, se tiene un lazo algebraic0 (ecuación @lícita); el cual VisSim puede solucionar mediante dos métodos mutuamente excluyentes (uno u otro): FP; deíkido así por VisSim o Newton-Rapson, se tiene una opción más para solucionar el lazo algebraic0 y es que el usuario defina sus propias reglas para resolverlo mediante un archivo tipo DLL.

A continuación se Man las características principales de ViSSh.

e Capacidad para diseño y simuiación de sistemas Lineales y no Lineales, continuos o discretos ( o

Posibilidad de modelar sistemas en forma gráfica (bloques) y en lenguajes de alto nivel:

e Permite solucionar lazos aigebraicos (ecuaciones implícitas), medmte 3 métodos. Posee 7 algoritmos para integrar ecuaciones diferenciales (incluye el algoritmo de integración

e Permite comunicación inaiámbrica entre bloques, y está limitado a 12 parhetros externos de

Capacidad para simular en tiempo real.

Enseguida se presenta un ejemplo para la solución de una ecuación impucita.

Sea la ecuación

una combinación de ambos).

pascal y/o C (Archivos ejecutables tipo DLL).

Runge-Kutta de orden cuatro, necesario para validar el simulador).

entrada al bloque (utilizando archivos tipo DLL).

6 Y* Y = ---- 5 5

Reordenando se tiene O = y’ + 5 ~ + 6

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capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sofime de interfaces gráficas

Para solucionar numéricamente esta ecuación, una técnica común consiste en iguaiar la ecuación a un error que tienda a cero.

er ror=y2+5y+6

En VkSim, la variable y se deñne como un bloque unknown y el error como uno constrain. Analíticamente las soluciones de la ecuación anterior son -2 y -3. Si ai bloque unknown no se le proporciona un valor iniciai, por definición toma el valor de cero, entonces la solución dada por VisSim es -2, si se desea encontrar la otra solución será necesario definir un vaior inicial para el bloque unknown menor que -3. A continuación se presenta el modelo gráfico (diagrama a bloques) para solucionar la ecuación implícita antes mencionada.

Figura 3.1 Ejemplo para solucionar una ecuación implícita.

3.2.3 Conclusión

En la siguiente tabla se muestran las características que debe poseer el software de interfaces gráficas a utilizar en este trabajo de tesis, de dicha tabla se observa que VisSim cumple satisfactoriamente con dichos requerimientos; siendo el paquete seleccionado para este trabajo.

Tabla 3.2 Comparación de las Características de Simulink y VisSkn

'No incluye el algoritmo de integración RungeKutta de orden cuatro necesario para este irabajo de tesis 43

Capítulo 3 Implantacibn del modelo de la UT con el sofime de interfaces gráficas

3.3 Modelo computacional de la UT

Una vez que se obtiene el modelo matemático de la UT, se tiene que implantar éste en algún lenguaje de programación (modelo computacional) y llevar a cabo la simulación dinámica de la UT. Para realizar esta implantación en forma eficiente y sencilla, es necesario apoyarse en la moduiarización realizada sobre el modelo matemático, mencionada en el capítulo anterior, la cual consiste en 2 bloques principales: uno relacionado con los procesos termodinámicos y electromecánicos, y otro, con el sistema de control.

3.3.1 Módulos del proceso

La implantación de cada uno de los módulos del proceso, discutidos en el capítulo 2, consiste en la separación de las ecuaciones algebraicas y diferenciales que describen a ese módulo, con el objeto de agilizar la integración de las ecuaciones, y por ende, la simulación de todo el modelo. En general, el bloque de ecuaciones algebraicas realiza los cálculos de propiedades termodinámicas de flujos y presiones; el bloque de ecuaciones diferenciales, resuelve los balances de energíq masa y momento. Es decir que cada módulo de proceso está formado por un bloque de ecuaciones algebraicas y otro de ecuaciones diferenciales. Debido a que el sistema &e-gases requiere de un proceso iterativo para su solución, en [Ojeda, 19861 se sugiere que se trate aparte. A continuación, en la tabla 3.3 se presentan los archivos ejecutables pertenecientes a cada módulo en que se divide el modelo del proceso.

44

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sofiare de interfaces gráficas

Tabla 3.3 Archivos ejecutables de los módulos del proceso.

3.3.2 Estructura de los módulos de proceso

El principal objetivo al dividr el proceso en módulos es obtener modelos totalmente independientes de los elementos del proceso, con la finalidad de poder realizar la simulación individual de cada módulo, la de un sistema (agua de alimentación, aire gases, etc.) o toda la UT en un paquete de sojiwure comercial de interfaces gráficas para computadora personal. Es por esto que la estructura computacional de cada módulo está hecha de acuerdo al esquema general de la simulación de un sistema ñsico [OJEDA, 19861 y [CORRIPIO, 19911, ver figura 3.2.

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Capitulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sojimwe de interfaces gráficas

SECCIÓN DE INICIO Datos, parámetros, condiciones, etc.

SECCIÓN DERIVADAS Solución de ecuaciones algebraicas

Cálculo de derivadas (F(y,t))

SECCIÓN DE INTEGRACI~N Avance de las variables diferenciales de t a t+h, usando una rutina de integración

Figura 3.2 Esquema general de la simulación de un sistema físico.

De acuerdo con el esquema anterior, en la sección de inicio es donde se leen las condiciones iniciales de las variables de estado, los parámetros del modelo y las entradas (datos) ex te rn .

En la sección derivadas se realiza la solución de las ecuaciones algebraicas cuyos resultados se utilizan en el cálculo de las derivadas.

Una vez obtenidos los valores de las derivadas, se realiza el avance de las variables diferenciales de t a t+h, usando una rutina de integración (sección de integración).

Las secciones derivadas e integración se repiten n veces, dependiendo del intervalo de tiempo que dure la comda de la simulación, y del paso de integración seleccionado para el método de integración.

3.3.3 Módulos de control

En estos se modelan los lazos que integran el sistema de control de la UT. Cada lazo de control está compuesto por distintos bloques funcionales que se obtienen de la biblioteca de bloques del paquete comercial de interfaces grficas, los cuales modelan funciones muy específicas, tales como controladores PI, PID, actuadores, transmisores de señales, limitadores de nivei, comparadores, etc.

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Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el software de interfaces gráficas

Además se puede mencionar que el sistema de control utilizado en el modelo original presenta diferencias del desarrollado en este trabajo, con respecto a la utilización de controladores (PI) con antisaturación del término integral [Corripio, 19911 y [Astram, 19901 para los controladores de: a) la ptesión del vapor en el sobrecalentador secundario (psso), b) el flujo de aire, c) el flujo de combustible, d) la presión en el hogar del generador de vapor, e) la temperatura del vapor en el recalentador, f) la temperatura del vapor en el sobrecalentador secundario y g) la unidad de control de wga .

Para modelar el sictema de control de la UT (ver capítulo 2), se modularizó a &te como se muestra en la tabla 3.4.

de control de carga

Tabla 3.4 M6dulos del sktema de control

41

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sojhwre de interfaces gráficas

3.3.4 Componentes básicos de los lazos de control

Un lazo de control consta básicamente de un transductor, un actuador o elemento ñnal de control y un controlador PI o en su caso un PID.

Transductor lineal

Su función es convertir una medida física (temperatura, presión, nivel, flujo, etc.) a una señal de voltaje (generalmente entre 1 y 5 volts) dentro de limites predeterminados. Sea x(t) una medida física con x, y x, denotando sus valores mínimo y máximo, respectivamente; y sea c(t) una señal de voltaje con valores mínimo y máximo en co y G, respectivamente. De esta forma el transductor lineal de entrada es descrito por:

Mientras que la siguiente ecuación describe ai transductor lineal de salida:

Actuador

En este componente se modela el funcionamiento de un actuador y un posicionador; se obtienen los retrasos entre cambios de la señal de control y la salida física resultante que está siendo controlada y representa, por ejemplo, el tiempo requerido para abrir la válvula de control del flujo de agua de alimentación La dinarnica del actuador se representa por un sistema de primer orden; tal cómo lo muestra la siguiente ecuación en donde y(t) representa la salida del actuador y c(t) la señal de control.

t .~ e ' fit) = -*c(t) para t 2 O z

Controlador PID

En el sistema de control se implantaron tanto controladores PI como PID, enseguida se describe un controlador PID con antisaturación del término integral [Corripio, 19911 y [Astrom, 19901, ya que el funcionamiento de un PI es similar; sólo que sin acción derivativa. La figura 3.3 muestra el diagrama correspondiente a este elemento.

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Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sofiure de interfaces gr4ficas

r;l I Actuador l+ I +

- - W + T 1. -.p+ u ( - Tt

Figura 3.3 Diagrama de un controlador PID con antisaturación del término integral

El controlador mostrado en la figura anterior es descrito por la siguiente ecuación:

donde M(s), E(s) y E,($ son las transformadas de Laplace de las señales m, e y G, respectivamente (e es la diferencia entre la señal de la variable medida y la referencia deseada).

El funcionamiento de este controlador es el siguiente: la salida del controlador (v) está formada por la suma de tres señales (acción proporcional + acción integral + acción derivativa). La acción integral incluye una protección para evitar que la salida del actuador (u) se sature; con estas dos señales (v y u) se obtiene la señal de error e, (e, = u - v). Este error se retroalimenta hacia el integrador (1/s) con una ganancia ln,. La señal de error e, es cero cuando el actuador no est6 saturado (FV). Al saturarse el actuador, la retroalimentación de e, trata de hacer que e, sea cero. La acción integral está formada por la integral de la suma entre e y e,. Cuando e, es diferente de cero, su valor es negativo, por lo tanto la señal a integrar es menor y la acción integral disminuye; esto para lograr que la salida del actuador salga del Iímite de saturación.

3.4 Simulación de la UT

Una vez obtenidas las ecuaciones del modelo y su representación computacional, el siguiente paso en la simulación de un sistema fisico es la implantación y acoplamiento de un conjunto de rutinas especializadas que bajo la supervisión de un módulo ejecutivo o coordinador, permitirán llevar a cabo la solución de las ecuaciones diferenciales y, por ende, la simulación de la UT.

En este trabajo, la función del módulo coordinador y la integración de las ecuaciones diferenciales (sección de integración descrita anteriormente) las realiza el paquete de interfaces gráíiCaS.

49

Capitulo 3 Implantación del modelo de la UT con el softwore de interfaces gráficas

La implantación de los módulos de proceso se realizó creando archivos tipo DLL (librerías unidas dinámicamente). Un archivo DLL es una librería precompiiada de una función que puede ser llamada al correr la simulación del módulo en el paquete de interfaces gráficas PisSim, 19941.

A continuación se describe la manera en que se realiza la inter& entre los DLLs y el paquete de interfaces gráficas, en el apéndice D se presenta el manual del usuario.

Sección de inicio

Como se dijo anteriormente, el paquete de interfaces gráíicas se encarga de la coordinación y secuencia de la simulación. Las variables que necesitan ser inicializadas antes de empezar la simulación se dividen en: variables de estado y variables que requieren inicialización.

El equivalente a las variables que requieren inicialización son las señales de entrada al módulo. Estas señales provienen de los integradores (bloques de la biblioteca del paquete de interfaces gráficas), constantes de operación de la UT; tales como número de VTF’s, VTI’s, etc. y de otro módulo; ya sea de proceso o de control.

El siguiente paso en la secuencia de simulación consiste en la lectura de parámetros del módulo. Los parámetros de los módulos de proceso representan dimensiones y constantes fisicas de los equipos modelados, y los coeficientes que representan distintas correlaciones de propiedades termodinámicas. Mientras que los parámetros del modelo del sistema de control incluyen: limites de las variables de control, parámetros de los controladores, puntos de operación, ganancias y constantes de tiempo de los controladores.

Sección Derivadas

Esta sección se ejecuta en tres etapas: primero se procede a solucionar las ecuaciones algebraicas del módulo, enseguida se tienen las señales algebraicas de salida a otros módulos Y finalmente se calculan las derivadas que se envían como variables de estado a los bloques de integración obtenidos del paquete de interfaces gráficas.

Sección de integración

El avance de las variables diferenciales de t a t+h se realiza por medio del algoritmo de integración seleccionado en el panel de control del software de interfaces graficas. Esta función se efectúa mediante bloques de integración, que se obtienen de las librerías del paquete de interfaces gráíicas. Este proceso se repite hasta que concluya el tiempo seleccionado de simulación.

Al dividu el modelo de la UT en módulos independientes se generan lazos algebraicos (ecuaciones implícitas), lo cual implica que para que un módulo proporcione la entrada a otro es necesario que a su vez el segundo provea de otra entrada al primero. La solución de un lazo algebraico implica un aumento del tiempo necesario para efectuar una comda de la simulación, el procedimiento para resolver un lazo algebraico se describió anteriormente.

50

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sofiare de interfaces gráficas

Nombre rdrs Vdnv

Enseguida se presenta la estructura gráfica de los módulos en que se divide el modelo del proceso en el so@ware de interfaces gráficas [VisSim, 19941, incluyendo los lazos aigebraicos y las variables de estado. La descripción de las entradas, parámetros y salidas de cada uno de ellos se muestran en el apéndice B.

Descripción Densidad del vapor en el domo Volumen del agua en el domo

Módulodomo

Módulo tubos bajantes

51

Capiiulo 3 implantación del modelo de la UT con el sofiure de interfaces gráficas

Módulo bombas de circulación controlada (BCC)

Variable de estado Nombre I Descripción nrp I Velocidad angular de las bombas de recirculación

Módulo paredes de agua lado agua-vapor

14363,025594

Variable de estado Nombre I Descripción twwm I Temperatura del metal de las paredes de agua

52

Capítulo 3 Implantación del modelo de la W f con el de interfaces gráficas

Nombre hpso hsso rpso rsso

Módulo sobrecalentador lado vapor y etapa de atemperación del mismo

Descripción Entalpía a la salida del sobrecalentador primario Entalpía a la salida del sobrecalentador secundario Densidad a la salida del sobrecalentador primario Densidad a la salida del sobrecalentador secundario

constraint j L1183.4594 unlaiown

' 53

Capitulo 3 Implantación del modelo de la UT con el mfiure de interfaces gráficas

Nombre Descripción hrho Entalpía a la salida del recalentador rrho Densidad a la salida del recalentador -

Módulo turbina de alta presión

Variable de estado Nombre 1 Descripción rsco

Módulo recalentador y sección de atemperación del mismo

I Densidad a la salida de la caja de vapor

constraint] I l2?9224 U n l m O W n

constraini I 199635137 unlnoivn mhel

1416.445 UnlmoWn

I100959960 1

pmEq-

*

54

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sofrwae de interfaces gráficas

Nombre delta ntr

Módulo turbina de presión intermedia, tubo de interconexión y turbina de baja presión

Descripción Ángulo de potencia Velocidad angular del grupo turbogenerador

Variable de estado Nombre I Descripción rcro I Densidad a la salida del tubo de interconexión

Módulo generador eléctrico

gii!yJZL nele c

Capítulo 3 implantación del modelo de la UT con el mfiure de interfaces gráficas

Módulo condensador principal

10.67861415- U n l m O W n

I 1019.0384381 t-*l U n l m O W n

Módulo bombas de extracción de condensado

bbascond.bbac

PGl- nelec

bbascond

Variable de estado Nombre I Descripción ncp I Velocidad angular de las bombas de extracción de condensado

56

Capítulo 3 Implaniaciún del modelo de la iJT con el sofrwme de interfaces gráficas

Nombre rdes vdew

Módulo calentadores de baja presión del agua de alimentación

Descripción Densidad del vapor en el desgasificador Volumen del agua en el desgasificador

Variable de estado Nombre I Descripción hho I Entaipía a la salida de los calentadores de baja presión

Módulo desgasificador

57

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sofíwae de interfaces gráficas

Módulo turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación al generador de vapor

I 113051146 unúnown

I 1096,456267 unúnm

Módulo bomba principal del agua de alimentación al generador de vapor

Variahle de entarin .. . ... -. . - - ___I - - Nombre I Descripción nfp I Velocidad angular de las bombas del agua de alimentación a caldera

58

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sojhme de interfaces gráficas

Nombre heco hhh0

Módulo calentadores de alta presión del agua de alimentación y economizador

Descripción Entalpía a la salida del'economizador Entaipía a la salida de los calentadores de aka presión del agua de alimentación

Variable de estado Nombre I Descripción nfp I Velocidad angular de los ventiladores de tiro forzado 1

59

Capitulo 3 Implantación del modelo de la Ui con el sofime de interfaces gráficas

Módulo flujo de aire y gases de salida (chimenea)

Módulo inclinación de quemadores

Módulo paredes de agua lado gases de combustión

60

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sofiware de interfaces gráficas

Módulo sobrecalentador, recalentador y economizador lado gases de combustión

Móduloventiladores de tiro inducido (VTI)

v&du.vti

Variable de estado Nombre I Descripción nid I Velocidad angular de los ventiladores de tiro inducido

A continuación se presenta la estructura en lenguaje gráfico de los módulos en que se divide el modelo del sistema de control de la UT en el sojiiare de interfaces gráficas [VisSim, 19941. En el apéndice B se realiza la descripción de los parámetros de cada uno de eilos.

En la pantalla principd del simulador de la UT está el bloque ISistema de Control 1 colocando el cursor del mouse sobre dicho bloque y presionando el botón derecho se muestran todos los módulos de control que conforman el sistema de la UT.

61

Capítulo 3 implantación del modelo de la U i con el sofrwae de interfaces gráficas

Módulo del control de combustión

Control de combustión Al colocar el cursor del mouse sobre el bloque:

y presionar el botón derecho aparece el siguiente mimico:

Presión del vapor principal

Q- Demanda

CWfl

-7 I n Ventilador de tiro forzado

n Válvula de combustible

Velocidad de la turbina

62

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el software de interfaces gráficas

Repitiendo la operación anterior sobre el mímico en la sección de la presión del vapor principal, entonces se abre la siguiente ventana:

Lazo de control de la presión del vapor principal

Transductor Controlador PI de deentrada la presión del

vapor a la salida Transductor del sobrecalentador deentrada secundario - -

376.991

Al colocar el mouse sobre el bloque correspondiente al simulador del transductor de entrada de la variable de proceso @so) y presionar el botón derecho, se abre la siguiente ventana:

I

kcl= 1.0 4 kpssol + - kcu=5.0

I -

U

Repitiendo la misma operación sobre cada múnico de los módulos de control se presenta la estructura en lenguaje gráfico de los mismos en el simulador de la UT.

Controlador PI de la presión del vapor en el sobrecalentador secundario

kcl= 1.0

~ -

63

Capitulo 3 implantación del modelo de la U i con el m@me de interfaces gráficas

Lam de control del flujo de aire

- Controlador PI

Simulador del actuador (compuertas de entrada de los VTF's)

4 card

+ 1 .O kavu -7 u -

m kavl u - u

h

kcu

kcl= 1.0 kcw5.0

Los simuladores de los transductores de entrada y los actuadores o elementos finales de control son similares a excepción de los límites y rangos de los mismos, es por esto que no se presentan los de los módulos siguientes.

64

Capitulo 3 Implantación del modelo de la UT con el so@ure de interfaces gráficas

Controlador PI del flujo de aire

Lazo de control del flujo de combustible

Controlador PI + +cwar+ merge +

= f + cbmd + - ----f-rb

Controlador PI del flujo de combustible

kcl= 1.0

_.

- 60 + ktclfi

65

Capitulo 3 implantación del modelo de la UT con el sopVare de interfaces gráficas

0 kPfii

Módulo del control de la presión en el hogar del generador de vapor

Transductor -Controlador PI de de entrada la presión en el Transductor +generador de vapor de entrada

Transductor de salida

lo)

Controlador PI de la presión del hogar del generador de vapor

kcl= 1 .O

~ ~

- 40 + ktclh

U T

66

Capiiulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sojware de interfaces gráficas

Módulo del control del flujo de agua de alimentación al generador de vapor

kc3fv - u Transductor + -Controlador PI de entrada

Transductor

del flujo de agua - * de alimentación

- de entrada -b Pia

Transductor de entrada Transductor de entrada

Controlador PI del nivel de agua -

Transductor de entrada

ktc3fv I I

Controlador PI de nivel de agua en el domo

kcl= 1.0 kcu=5.0

Controlador PI del flujo de agua de alimentación ai generador de vapor

kcl= 1.0

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sofíwae de interfaces gráficas

Transductor deentrada

Transductor deentrada

kpfvd

Lazo de control de la turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación

presión diferencial en - la válvula de control del flujo de agua de

--b alimentación

Controlador PI de la presión diferencial en la vhivuia de control del flujo de agua de alimentación

kcl= 1.0

Módulo del control del flujo de condensado

Controlador PI

I

68

Capítulo 3 implantación del modelo de la UT con el sofiure de interfaces gráficas

Controlador PID del nivel de agua en el desgasificador

Controlador PI del flujo de condensado

kcl= 1.0

- 120 + ktddv - -

Módulo del control de la temperatura del vapor en el recalentador

69

Capítulo 3 Implantación del modelo de la UT con el sofiwe de interfaces gráficas

Controlador PI de la temperatura del vapor en el recaientador

kcl= 1.0

- - -

Lazo de control del flujo de los gases de recirculación

k c g = 1.0

-

70

Capitulo 3 implantación del modelo de la UT con el sofiure de interfaces gráficas

Módulo del control de la temperatura del vapor en el sobrecalentador

-)Controlador PI de la

Controlador PI de la temperatura del vapor en el sobrecalentador secundario

kcl= 1.0

- - - - - 60 + ktclsy .

f

71

Capíiulo 3 Implantación del modelo de la UT con el m@we de interfa= gráficas

Módulo del control de turbina

Unidad de contsol de carga

Unidad de control de carga

kcl= 1.0

- ktcltr

I'

72

Capíiulo 3 implantación del modelo de la UT con el sojiware de interfaces grhficas

Nombre Valor en el del pará- Descripción del parámetro modelo digital de metro [Usoro, 19771 ksgt Factor específico de la temperatura del flujo 10.2272E-6

de gases de combustión kuecgm Coeficiente de transferencia de calor de los 9.32379

gases al metal del economizador Coeficiente de transferencia de calor de los 1.80123 gases al metal del sobrecalentador primario Coeficiente de transferencia de calor de los 3.75513 gases al metal del sobrecalentador secundario

kupsgm

kussgm

3.5 Verificación estática del simulador de la UT

Para validar el funcionamiento en estado estable del simulador, se cuenta con los datos (estados del proceso y del sistema de control) del trabajo de [Usoro, 19771 para la operación de la planta al 100% de carga (600 Mw).

Con estos datos se procede a simular una corrida de 700 segundos manteniendo constante al 100% la demanda de carga. En este punto se detecta que la respuesta del simulador de la UT no corresponde al del modelo original [Usoro, 19771.

Después del análisis del efecto de los parámetros sobre las variables algebraicas, se proponen los siguientes cambios a los coeficientes de transferencia de calor del flujo de los gases de combustión hacia el metal de los intercambiadores de calor con los que tiene contacto (economizador y sobrecalentador). De esta manera, se válida el funcionamiento en estado estable del simulador implantado en este trabajo. En la tabla 3.4 se presentan los cambios realizados sobre los valores de los parámetros.

Valor en el simulador desarrollado en este trabajo 5.2272E-5

5.3

2.80123

5.95513

73

Capítulo 4 Pruebas de validación y análisis de resultados de la simulación

CAPÍTULO 4

PRUEBAS DE VALIDACIÓN Y ANÁLISIS DE RESULTADOS DE LA SIMULACI~N

4.1 Introducción

Para verificar que el modelo de la UT simulado en este trabajo conserva el comportamiento del modelo original en el rango de operación del 40 al 100% (260 a 600 Mw.) [usoro, 19771, es necesario llevar a cabo en el simulador modularizado las mismas pruebas que se realizaron sobre dicho modelo y comparar los resultados obtenidos. En este capítulo se describirán las pruebas a las que se sometió el simuiador implantado en este trabajo, para validar su operación dinámica y de estado estable.

De acuerdo al alcance propuesto en este trabajo de tesis se prueba una sola codguración de UT y una técnica de control, pero en la verificación estática del simulador (punto 3.5 del capítulo anterior) se prueba que el simulador implantado en este trabajo es fácilmente configurable para el ajuste de parámetros. A continuación se presenta la lista de las pruebas realizadas sobre el simulador.

1. Disminución del 100% al 77.5% de carga ai 15% por minuto. 2. Disminución del 77.5% al 50% de carga al 15% por minuto. 3. Incremento del 50% al 77.5% de carga al 15% por minuto. 4. Incremento del 77.5% al 100% de carga al 15% por minuto. 5. Disminución del voltaje en un escalón del 30% al 77.5% de carga. 6. Disminución de fiecuencia de 60 a 56 Hz en 20 segundos. 7. Pérdida de un par de ventiladores (un VTF y un VTI).

4.2 Pruebas propuestas y condiciones de prueba

Como se mencionó anteriormente, el ambiente bajo el que se probó la simulación es el mismo que el utilizado en el modelo original [vsoro, 19771 es deck el algoritmo para integrar las ecuaciones diferenciales que describen la UT es Runge-Kutta de orden cuatro, paso de integración de 0.1 segundos y para derivar (prealimentación en el esquema de control) se utiliza el método de Euler. A continuación se describen las pruebas de validación dinámica y de estado estable del modelo simulado.

74


4.2.1 Prueba 1

Disminución del 100% al 77.5% de carga al 15% por minuto.

En esta prueba se simula que la planta opera durante 10 segundos al 100% (600 Mw) utiluando los valores iniciales de los estados correspondientes al 100% de carga del modelo o r i g d vsoro, 19771. Después de 10 segundos, se apiica una señal del 15% por minuto (90 Mw/min) para reducir la demanda de carga (ldc). Después de 90 segundos la demanda de carga lleva a la planta al 77.5% (465 Mw) de carga.

La respuesta de algunas variables representativas del sistema se muestran en las figuras 4.1 a 4.12. En ellas se puede ver que la velocidad angular de la turbina permanece prácticamente constante a pesar de las variaciones de la potencia generada (mwo), esto se debe a que el efecto del resorte electromagnético sobre el generador fue explícitamente modelado. El flujo de vapor principal (whp) es controlado adecuadamente por que la potencia generada sigue de cerca a la demanda de carga, apenas un 1% de sobrepaso. La presión del vapor principal @so) se incrementa inicialmente debido a que las válvulas de control (agv) se cierran respondiendo a la disminución en la demanda de carga. Como el controlador (PI) de presión del vapor principal forma parte del sistema de control de combustión, la presión del vapor principal p e m e c e casi constante fuera del punto de ajuste (2415 psia) durante los 90 segundos que dura el comando de disminución de carga pero posteriormente regresa a las 2415 psia.

Las temperaturas del vapor en el sobrecalentador y en el recalentador dependen directamente de la entalpía. Similarmente, los volúmenes del agua en el domo y el desgasificador determinan los niveles del agua en el domo y en el desgasificador respectivamente. El incremento inicial en la temperatura del sobrecalentador se debe a la compresión adiibatica del vapor por el cierre de las válvulas de control de turbina. La disminución de la temperatura del vapor en el recalentador es por la caída del flujo del vapor de la turbina de alta presión al recalentador. Estas desviaciones son corregidas por los sistemas de control de temperatura del sobrecalentador y del recalentador respectivamente. El incremento inicial de los niveles del agua en el domo y en el desgasificador se deben a la disminución de los flujos de salida de vapor y agua respectivamente, nuevamente los sistemas de control del flujo del agua de alimentación a caldera y del flujo de condensado regresan los niveles a sus puntos de ajuste (O pulgadas).

Los resultados de la simulación muestran que la planta responde adecuadamente a este cambio en la demanda de carga con un buen control sobre las variables de la misma.

Después de 2000 segundos de simulación se obtienen los valores de los estados al 77.5% de carga (465 Mw), estos datos se comparan con los de planta y los obtenidos por Usoro psoro, 19771, en la tabla 4.1.

75


“0 100 200 300 400 500 600 100 tisqio (=SI

Potencia eléctrica generada.

100 200 3W 4W 500 M)I) 700 tiriiipo (srg,

Presión del vapor principal.

8000 100 200 300 400 500 aw 100 o 100 200 300 400 500 aw 700 hsnpo (ses) tisqio 0%)

Flujo del vapor principal. Control maestro de caldera.

ti- (4 tisqio (4 Control de las viilvulas gobernadoras. Control del flujo de combustible.

Figura 4.1 Tendencias de la Prueba 1: disminución del 100% ai 77.5% de carga.

16


3.41 I n 100 200 300 400 500 600 7w tiaiipo (W

Control del flujo de aire. Gaiipo (se

Temperatura del vapor principai.

-1 1 i 14350 id0 2k l 3k l 4 k l 500 &I 7k o ion 200 300 4w 5011 600 700 tisnpo (4 timlPa (sed

Temperatura del vapor recalentado. Nivel del agua en el domo.

O 100 204 300 400 500 M)o 700 o 100 200 300 400 500 6M) 7w ( S e ticrnpo (4

Nivel del agua en el desgasiñcador. Presi6n en el hogar del generador de vapor.

Figura 4.1 Tendencias de la Prueba 1 , continuación.

77

Capítulo 4 Pruebas de validación y anáiisis de resultados de la simulación

de alta presión Flujo de aire Flujo de combustible Presión en el hogar

War Ib/seg 961.3 972.1 1.1 967.08 0.62 wfl Ib/seg 62.6 63.3 1 .1 63.0 0.63 pfh psia 14.7 14.7 0.0 14.7 0.0

78


4.2.2 Prueba 2

Disminución del 77.5% al 50% de carga al 15% por minuto.

La simulación inicia con la planta operando al 77.5% (465 Mw) durante 10 segundos con los valores iniciales de los estados obtenidos de la prueba 1. Después de 1 O segundos, se aplica una señal del 15% por minuto (90 Mwímin) para reducir la demanda de carga (Idc). Después de 110 segundos la demanda de carga lieva a la planta al 50% (300 Mw) de carga.

En las figuras correspondientes a esta prueba se presentan las respuestas de las variables más representativas del sistema. Cualitativamente estas respuestas son similares a las obtenidas en la prueba 1 y, los comentarios hechos ahí son aplicables a estas respuestas. Sin embargo, la prueba 2 difiere sólo en los cambios de los puntos de ajuste para los controladores de temperatura del vapor en el sobrecalentador y recalentador debido al nuevo valor en estado estable para el flujo de vapor principal (whp). Nuevamente, las gráficas muestran que la respuesta de la planta es buena ante el cambio en la demanda de carga.

Después de 2000 segundos de simulación se obtienen los valores de los estados al 50% de carga (300 Mw), en la tabla 4.2 se muestra la comparación de los datos de planta [Usoro, 19771, los de Usoro y los de la simulación.

79


O 100 200 300 400 500 6Im ti-0 (49

Potencia eléctrica generada.

tisnpo (ses)

Flujo del vapor principal

3.8

.: ............ : ............. ! .- .......... i

100 200 300 400 300 600 7M: tianPo (64

Control de las váivulas gobernadoras.

100 200 300 400 SM) Mx) : tisnpo (49


(seg)

Control maestro de caldera.

3.8 +. ............ i ; ............ ; ............ i ; .......... 4

o 100 200 300 400 500 600 2 6

ti- (64 Control del flujo de combustible.

IO

Figura 4.2 Tendencias de la Prueba 2: disminución del 77.5% al 50% de carga.

80


O 100 200 300 400 500 MI0 7 W ti- (4

Control del flujo de aire.

1470 1460 ............ i ........... i : i i

'4000 I 0 0 200 300 400 so0 rn 700 esnpo (scp3

Temperatura del vapor recalentado.

'4200 100 200 300 400 SO0 M)o 700 tisap.(Scg) .

Temperatura del vapor principal.

O 100 200 300 400 500 600 700 tisapo (e esnpo (e

Nivel del agua en el desgasificador. Presión en el hogar del generador de vapor.

Figura 4.2 Tendencias de la Prueba 2, continuación.

81


300.0 377.0 554.1 2415.0 985.0

Variable

error error 300.0 0.0 299.99 0.0 377.0 0.0 376.99 0.0 530.2 4.2 530.33 4.2 2415.4 0.0 2415.0 0.0 979.5 0.6 0.31

en el recalentador Presión del vapor en eilprho lpsia

935.0 1394.67 273.0

2553.7 I recalentador I I

956.6 2.3 1.19

262.7 3.8 266.44 3.77

2493.7 2.3 2496.51 2.23

1411.31

0.0

1 Presión en el hogar 1 p h I psia

-0.07 0.0 0.0 0.0

Datos de I Modelo digital 1 Modelo de tesis

169.3

399.56

planta Valor IValor 1 % delvalor 1 % de

I de psoro, 19771 I

157.1 7.2 158.35 6.46

437.3 9.4 411.78 3.05

Flujo de aire

1444.67 I I 11440.08 I

War I Ibíseg

31.2 132.4 13.8 122.36 128.33 I I 1 I

0.0 1-0.003 10.0 10.0 10.0

668.4 1652.5 12.4 1642.96 13.8 42.1 142.4 10.7 141.89 10.49 14.7 114.7 10.0 114.69 10.0

Tabla 4.2 Comparación de los valores en estado estable de la simulación del modelo original [Usoro, 19771, los datos de planta y los resultados de este trabajo al 50% de carga.

82

Capítulo 4 Pruebas de validación y anáiisis de resultados de la simulación

4.2.3 Prueba 3

Incremento del 50% al 77.5% de carga al 15% por minuto.

En esta prueba el sistema se mantiene operando al 50% (300 Mw) durante 10 segundos, tomando los valores iniciales de los estados de la prueba 2. Posteriormente, se incrementa la señal de demanda de carga (Idc) en un 15% por minuto (90 Mwímin). Así, en 110 segundos la señal de demanda de carga es del 77.5% (465 Mw).

Las gráficas de la prueba muestran la respuesta en el tiempo de las principales variables del sistema. De nuevo, la velocidad angular de la turbina permanece virtualmente constante, el flujo de vapor principal se controla adecuadamente por que la potencia generada sigue de cerca la señal de demanda de carga con un pequeño sobrepaso del 1%. Por razones similares a lo que ocurrió en las pruebas anteriores, las temperaturas del vapor principal, del recalentador y los niveles del agua en el domo y el desgasificador siguen tendencias opuestas a las obtenidas cuando la demanda de carga disminuye (pruebas 1 y 2).

Esta es una prueba drástica, considerando que el incremento en la demanda carga del 15% por minuto es alto. En la mayoría de las unidades termoeléctricas los cambios en la demanda de carga están limitados al 10% por minuto y usualmente son menores al 5% por minuto en condiciones normales de operación [Usoro, 19771. Sin embargo, cambios del 15% por minuto en la señal de demanda de carga son deseables bajo condiciones de emergencia de la planta. El Iímite del porcentaje de cambio en la señal de carga es dado por el régimen particular de segundad de la planta en consideración.

Los resultados de la simulación muestran que la respuesta del sistema (planta y control) es adecuada. A continuación se presentan las gráficas de las variables representativas de la UT.

83


3000 100 200 300 400 S00 600 lo0 o 100 200 so0 4M) s00 600 100 tiaw (scs)

Potencia eléctrica generada. ti-o (scs)

Presión del vapor principal

'"O0 100 200 Mo 400 500 600 700 ' 0 100 200 300 400 So0 WO o0 tisnpo (4 tisnpo (4

Flujo del vapor principal. Control maestro de caldera.

timv (scs) tisnpo (scs)

Control de las válwlas gobernadoras, Control del flujo de combustible.

Figura 4.3 Tendencias de la Prueba 3: incremento del 50% al 77.5% de carga.

84


2 2 i.... i i ------i .... i...- ....... O 100 200 300 400 S 0 0 6W 100

timP (ses) Control del flujo de aire.

t i w o (scg)

Temperatura del vapor recalentado.

t i e (scg)

Temperatura del vapor principal.

o 100 200 300 400 s00 M)o 700 tiw (scg)

Nivel del agua en el domo.

I I

Presión en el hogar del generador de vapor.

o I 0 0 200 300 4w 500 SMi 1w 14 I O 100 200 300 400 500 600 700

-.3 L timwo (99) t i e (e

Nivel del agua en el desgasificador.

Figura 4.3 Tendencias de la Prueba 3, conthuación.

-85


4.2.4 Prueba 4

Incremento’del77.5% al 100% de carga al 15% por minuto.

Esta prueba inicia con la planta operando al 77.5% (465 Mw) durante 10 segundos con los valores iniciales de los estados obtenidos de la prueba 1, posteriormente se aplica una señal del 15% por minuto (90 Mwímin) para aumentar la demanda de carga (ldc) al 100% en 90 segundos.

Las griificas muestran que el funcionamiento del sistema es apenas adecuado. Esto se debe a lo drástico de la prueba y ai hecho de que el sistema opera casi a su máxima capacidad. Algunas de las señales de control se saturan durante la respuesta transitoria del sistema.

Como consecuencia de lo anterior, el tiempo que les toma a las variables de planta alcanzar sus puntos de ajuste es relativamente grande comparado con las pruebas anteriores. La potencia generada no sigue exactamente la señal de demanda de carga.

Revisando los resultados de las 4 pruebas podemos ver que al sistema le es más diñcii seguir un incremento en la señal de carga (Idc) que una orden de disminución en la misma.

Después de 2000 segundos de simulación se obtienen los valores de los estados al 100% de carga (600 Mw), estos datos se comparan con los de planta y los obtenidos por Usoro [usoro, 19771 en la tabla 4.3. A continuación se presentan las respuestas en el tiempo de las variables más importantes; tanto del proceso como del sistema de control en un periodo de 700 segundos. Las dos últimas figuras de la prueba muestran las señales de la potencia eléctrica generada y la presión del vapor principal en un periodo de 2000 segundos, en donde puede verse que la planta alcanza el estado estable al 100Y0 de carga (600 Mw).

“h 460 o 1w zw 300 400 500 600 :

tisripc (4 Potencia eléctrica generada.

& 2330 2 2310

2270 2250 2230

a 2290 v 22lOt , , , , , ,

o 1w 200 300 4w> 5w 600 tisripc (4


o

Figura 4.4 Tendencias ae la Prueba 4: incremento del 77.5% al 100% de carga.

86


5 ' 4.8

4.6

1150

3 -g 4.4 v 2 4.2-

4 -

3.8.

"

-

- -

4.6 4.5

4.4

4.3

4.2- h

B F 4.1

4 -

3.9

3.8

3.1

3.6 3.8Y

- - -

-

-

3

3.41 I o 1 0 200 300 4 0 500 600 700 ti- (se

Control del flujo de aire

1480 1415 - 1470 -

1440 - 1435 - 1430 o 100 200 300 400 500 600 '

ti- (4 Temperatura del vapor principal.

io


87


1875 14.8s 14.825 14.8 14.775

4 14.75 9 14.725

14.7 14.675 14.65 14.625 14.6

1440 - 1435 -

O 100 200 300 400 500 Mw 700 (sep)

- - - - - - - - - -

I O 100 200 300 400 500 600 700

tianpo (scs)

Temperatura del vapor recalentado. Nivel del agua en el domo

tisilPo (&

Nivel del agua en el desgasificador.

- 2370 g 2330 a 2310 2290 2270 225ot v 2230

O 250 500 750 1000 IS0 I500 1750 tiaripc . -

Potencia eléctrica generada, en t=2000 s. Presión del vapor principai, en t-2000 s.


88


Tabla 4.3 Comparación de los valores en estado estable de la simulación del modelo original [vsoro, 19771, los datos de planta y los resultados de este trabajo al 100% de carga.

89


4.2.5 Prueba 5

Disminución del voltaje de línea en un escalón del 30% ai 77.5% de carga.

La simulación inicia con la planta operando al 77.5% (465 Mw) durante 10 segundos con los valores iniciales de los estados obtenidos de la prueba 1. Después de 10 segundos, se aplica una señal en escalón para reducir en un 30% el voltaje de línea (velec); de 4160 V a 2912 V ( La mayoría de las plantas se disparan a este nivel de voltaje).

Esta prueba se realizó para estudiar la innuencia de los cambios en el voltaje de línea sobre el sistema y en particular sobre el equipo auxiliar de la planta. Las gráficas de la figura 4.5 muestran que los componentes más afectados por la reducción en el voltaje de línea son los manejadores de las maquinas eléctricas. Este efecto se manifiesta en una disminución de la velocidad de las bombas y los ventiladores. Esta reducción en la velocidad se refleja en una disminución de los flujos asociados, por ejemplo, el flujo de aire (war), flujo de condensado (wcw) y el flujo del agua de recirculación (wrw).

A excepción de los pequeños cambios en la velocidad de los ventiladores de tiro inducido, tiro forzado, de las bombas de extracción de condensado, de las bombas de recirculación y de la menor dinámica en la excursión de los lados aire y condensado, el sistema caldera-turbina continua operando bajo condiciones estables. Esto se debe a dos razones. La primera se debe a que cualquier error atribuido ai disturbio es compensado por una adecuada acción de control, la cual se refleja en un incremento en las señales de control de los flujo de aire y de condensado. La segunda implica que como el sistema opera al 77.5% de carga, esto le permite absorber la reducción aplicada en el voltaje de línea. Sin embargo, al 100% de carga el sistema no es capaz de compenw el disturbio aplicado al voltaje de línea y la planta podría dispararse.

Se realizó una prueba similar, pero con un escalón descendente del 40% (2296) del voltaje de línea (no se muestran las gráficas, pero en el archivo ejecutable de esta prueba se puede comprobar), mostrándose que las bombas de condensado no son capaces de mantener el flujo de condensado y consecuentemente se dispara la planta por el bajo nivel del agua en el desgasificador (a los 61 segundos de simulación).

El lado vapor vimialmente no se ve afectado con el escalón descendente del 30% y aparentemente en esta prueba no es importante que se haya modelado la didmica del lado agua de alimentación. Pero al repetir la prueba con el escalón del 40%, si no hubiera sido modelado el lado agua de alimentación no se apreciarían cambios en los resultados; lo cual es incorrecto.

A continuación se presentan las respuestas en el tiempo de las variables más importantes; tanto del proceso como del sistema de control.

90


470 469 4 6 - 461 f 466-

&b 46s. E g 46‘- E 463-

462 461 460

2440- 243s - 2430 - 2425 -

a 2420-

-

-

3 2415 i2410-

- 2405 -

- 2400 - - u 9 5 -

O SO 100 IS0 200 2SO 300 350 O 50 100 IS0 200 2SO 300 350 (4 hmaa (4

Control maestro de caldera. Control del flujo de combustible.

O SO 100 IS0 200 250 300 350 tisnpo (se

Control del flujo de aire.

O SO 100 IS0 200 2SO 300 3SO tisnpo (4

Control del flujo de condensado.

Figura 4.5 Tendencias de la Prueba 5: disminución del voltaje de línea en un escalón del 30% al 77.5% de carga.

91


183.5

O 50 I00 IS0 200 250 300 350 hsiipo (scg)

Velocidad de la bomba de recirculación.

fE.75 186,s 7 186.25

184.25

184 O 50 100 IS0 200 250 300 3 ti=v (scg)

Velocidad de la bomba de condensado.

O

93.4

g 61.8 61.6 61.4 61.2 92.2

O 50 100 150 200 250 300 350 O SO 100 150 200 250 300 (gs) (e

Velocidad del VTF. Velocidad del VTi.

o so 100 IS0 200 m 300 3% O SO I00 IS0 200 250 300 3SO tianPo (srs) (scg)

Nivel de agua en el domo. Nivel de agua en el desgasificador.

Figura 4.5 Tendencias de la Prueba 5: continuación.

92


4.2.6 Prueba 6

Disminución de frecuencia de 60 a 56 Hz en 20 segundos.

Frecuentemente, la mayoría de los disturbios en las plantas termoeléctricas se manifiestan como una reducción en la fiecuencia del sistema. Entre las causas de estos disturbios se encuentran: pérdida de conexión a la red de un grupo de generación de gran capacidad, incrementos súbitos en la demanda de carga, desconexión en las líneas, etc. En situaciones como estas, el sistema generador de energía eléctrica depende de la dinarnica de operación de todo el grupo al que esté sincronizado. Esta prueba permite estudiar el efecto de reducir la frecuencia en una unidad en operación y el efecto que ello tiene sobre las demás unidades.

Ai realizar esta prueba se detectó que al modelo adaptado no le fue posible responder a las condiciones de prueba del modelo original [Usoro, 19771, por lo que fue necesario determinar la pendiente máxima de disminución en la fiecuencia de línea (originalmente la pendiente es de 0.8 Hz por segundo).

La simulación inicia con la planta operando al 77.5% (465 Mw) durante 10 segundos con los valores iniciales de los estados obtenidos en la prueba 1. Después de 10 segundos, se aplica una seiIal con pendiente de 0.2 Hz por segundo para reducir la fiecuencia de línea de 60 a 56 Hz en 20 segundos.

La respuesta en el tiempo de las variables más representativas del sistema se presentan en las gráiicas de la figuras 4.6. Al reducirse la fiemencia, las válvulas de control de turbina se abren totalmente intentando generar rnb potencia, mientras que la señal de demanda de carga (ldc) permanece constante. Esta acción es para ayudar a compensar la desviación en la fiecuencia. La apertura de las válvulas de control incrementan instantáneamente el flujo de vapor principal y por consiguiente la potencia generada pero simultáneamente, la presión del vapor principal decae. Consecuentemente, el flujo de vapor principal alcanza su máximo valor haciendo que las váivuias de control de turbina permanezcan totalmente abiertas. La disminución de presión del vapor principal causa un incremento en la demanda del maestro de caldera (en el control de combustión), y por consecuencia las señales de control de los flujos de aire y de combustible se incrementan demandando más aire y combustible.

Simultáneamente, la caída en la fiecuencia tiene un efecto adverso sobre los manejadores de los motores de inducción de los ventiladores y las bombas, limitando por eilo los flujos máximos suministrados por los equipos auxiliares. En efecto, los ventiladores no pueden suministrar suficiente flujo de aire para iievar la presión del vapor principal a su punto de ajuste, a pesar de que la señal de control del flujo de aire está a su máximo valor (5V) y la compuerta del ventilador completamente abierta. El flujo de combustible es limitado por el flujo de aire para mantener una adecuada combustión.

93


Como resultado, la presión del vapor principal no puede alcanzar su punto de ajuste y por lo tanto la planta no puede producir la potencia máxima, de cualquier m e r a bajo estas condiciones es deseable que el sistema produzca la mayor cantidad posible de megawatts de potencia. La presión del vapor principal se establece en 2080 psia y la potencia generada en 525 Mw (la capacidad de la planta bajo condiciones n o d e s de operación es de 600 Mw a una presión del vapor principal de 2415 psia). Esta prueba demuestra la acción de las viilvulas de control y que con un decremento de 4 Hz en la fiecuencia, la planta sólo logra producir el 87.5% de su capacidad de generación.

La respuesta en el tiempo de la velocidad de las bombas y ventiladores muestran una reducción, provocando la disminución de los flujos asociados. El efecto de la reducción del flujo de aire sobre la presión del vapor principal y la potencia generada se discutió anteriormente. La reducción del flujo de condensado se refleja en la caída inicial del nivel del agua en el desgasiñcador, mientras que el control responde incrementando la señal de control sobre la válvula de control del desgasiñcador para compensar la disminución de la velocidad de las bombas de extracción de condensado.

Además de la limitación de la potencia generada debida al flujo de aire, el flujo de condensado demandado es del 90% del valor a plena carga con lo que el esfuerzo en las bombas de extracción de condensado se reduce. La caída inicial del nivel del agua en el domo se debe al súbito incremento del flujo de vapor de salida del domo cuando las válvulas de control de turbina abren totalmente. Esto es compensado por el sistema de control del flujo de agua de alimentación a caldera. Las temperaturas del vapor en el sobrecalentador y en el recalentador son controladas adecuadamente por sus respectivos sistemas de control.

En los resultados mostrados aquí, el sistema de control del flujo de gases de recirculación fue desactivado con el objeto de hacer más rápida la estabilización de la planta.

o 100 200 3 0 400 500 Mx> loo o 1w 200 300 4M1 500 Mx> loo tiaapo ti- (W

Velocidad angular del grupo turbina. Potencia eléctrica generada.

Figura.4.6 Tendencias de la Prueba 6: disminución de la fiecuencia de h e a de 60 a 56 Hz en 20 segundos al 77.5% de carga.

94

Capítulo 4 Pruebas de validación y análisis de resultados de la simulaci6n

(* Presión del vapor principal.

O 100 200 300 400 500 600 700 tismpo (4

Fiujo del vapor principal.

........... .. ............. ..... ............ 5 4.8 ; i _. 4 : : -

4 ........... i ............. i j

3.8 & + i .. .......... ..........

4.8 . . L ._ ........ 2 ............ + ............. i ............ 5

l o 100 200 300 400 500 600 780

Control de la válvula gobernadora.

3.6 3.60 1M ZM, 3& 4& 5& MM 7 k

ti=W (e tianPo (e Control maestro de caldera.

O 100 200 300 400 S00 600 7w) tiempo 6% tianPo (seg)

Control del flujo de combustible. Control del flujo de aire.


95

Capitulo 4 Pruebas de validación y análisis de resultados de la simulación

1 8

178

176

174 o 100 Mo 300 400 500 m timiPo (sc9,

! ~j ....... ~ ................... : ..... ~~~ ..... i~ ........; ............. j

O

Velelocidad de la bomba de recirculación. Velocidad de la bomba de condensado.

O 100 200 300 400 500 600 700 tisilPo (e ü"po (e

Velocidad del VTF. Velocidad del VTI.

O 100 2C4 300 400 500 7 W ti-0 (e

Nivel del agua en el domo.

o 100 200 3w 400 500 MM 7 w tisilPo

Nivel de agua en el desgasificador.


96

Capítulo 4 Pruebas de validación y anáiisis de resultados de la shulacih

4.2.7 Prueba 7

Pérdida de un ventilador de tiro inducido y uno de tiro fomdo.

En esta prueba el sistema se mantiene operando al 100% durante 10 segundos, utilizando los valores iniciales de los estados correspondientes al 100% de carga. A los 10 segundos se reduce el número de ventiladores de tiro inducido y de tiro forzado de 2 a 1 par en operación, manteniendo la señal de demanda de carga (Idc) al 100% (para no forzar a la planta a un “run-back?).

Al salir de servicio un par de ventiladores, el flujo de aire se reduce causando una disminución en la presión y el flujo del vapor principal y, como consecuencia en la potencia generada. El control de combustión incrementa la señal de control del flujo de aire a su valor máximo (5v) pero como sólo hay un par de ventiladores en operación (un VTF y un VTI), el flujo de aire no se incrementa y la señal de control del mismo permanece a su máximo valor. La presión del vapor principal se estabiliza en 1800 psia, con un error permanente de 615 psia. La potencia máxima generada por el sistema es del 77% (460 Mw).

En esta prueba se ve afectado también el nivel del agua en el domo, el cual se incrementa inicialmente por la reducción del flujo de aire, el calor transferido de los gases de combustión a las paredes de agua se reduce y por ello la calidad del vapor que entra al domo baja. La reducción inicial en el nivel de agua del domo se debe a la evaporación del agua en el domo por la caída de la presión en el mismo a causa de la disminución de la temperatura de los gases de combustión. El sistema de control del flujo del agua de alimentación al generador de vapor logra finalmente regresar a su punto de ajuste el nivel del agua en el domo. Los controladores del nivel del agua en el desgasificador y del flujo de condensado responden de manera similar que en la prueba 1. A los sistemas de control de temperatura del vapor en el sobrecalentador y el recalentador se les dificulta mantener en su valor nominal dichas temperaturas, tal como muestran las señales de control de las mismas. En esta prueba también se mantuvo fuera de servicio el sistema de control de los gases de recirculación por la misma razón que en la prueba 6.

El efecto de este disturbio en la velocidad de operación de los ventiladores es de mayor interés. La velocidad del ventilador de tiro forzado se reduce por el aumento de carga que tiene que manejar comparada con la que maneja cuando operan los ventiladores (Operando los dos ventiladores, cada uno suministra 615 lb/s de aire; pero uno sólo suministra 840 Ib/s). El ventilador de tiro inducido incrementa lentamente su velocidad porque, las compuertas de entrada al ventilador tienden a cerrar para mantener la presión en el hogar del generador ai valor deseado (14.7 psia).

Enseguida se presentan las gráñcas correspondientes a esta prueba.

91

Capítulo 4 h e b a s de validación y análisis de resultados de la simulación

.......... j ._ > ........... 4

.......... i ............. i ........ ~ .~ . i ............

....... ............ ; .......... ~+~~ ........

i ........... j ............ i ......................... i .... ........ ~~j~ ........... i ............ i.~ ~ j . ~ ~ ......... i .............

...... ~~+ ............ ~? ............. j ............ i ............ i~ ............ i ............. ~

+ .......... ; ............. 4.7

..................... I !

4.6

..........................

100 200 300 400 500 600 700 6 - w (se3 - (4

Potencia eléctrica generada. Presión del vapor principal. .

6 s o o 1 0 200 300 400 so0 m 7w tianPo (se3

Flujo del vapor principal.

o 100 200 300 400 500 600 700 6cg)

Control maestro de caldera.


62.3

622

621

362

61.9

61.8

61.1

61.6

tiaiipo (4 Temperatura del vapor principal

94 m.8 - - 93.6 -

- 93.4 - 9 93.2- 9 928-

926 - 924 - 922 - 92

$93 = - 5

- - -

13800 100 200 300 400 500 600 700 tianPo (4

.Temperatura del vapor recalentado.

i l ............. i i .. i ............. +

-.8 -.4 -.S

o 100 200 300 400 500 MW) 100 ' o I 0 0 200 300 400 5C4 600 700 tianpa (=ill tiaiipo (E&

-1

Nivel del agua en el domo. Nivel de agua en el desgasificador.


99

Capítulo 5 Conclusiones

CAPÍTULO 5

CONCLUSIONES

En este trabajo se adaptó al ambiente gráfico el modelo de una unidad termoeléctrica (UT) de 600 Mw. Se modularizó para que cada elemento de la UT pudiera ser simulado en forma independiente, hacer configuraciones de sistemas de la misma o realizar la simulación de la unidad completa. La implantación de los programas para simular la operación del proceso de la UT se realizó en lenguaje C, en una plataforma para computadora personal a partir del modelo matemático desarrollado por [usoro, 19771 y modificado en algunos parámetros en este trabajo.

Las conclusiones a las que se llegan al hakm este trabajo de tesis son las siguientes:

El comportamiento del modelo modularizado en este trabajo, reproduce fielmente el comportamiento de una UT rea4 de acuerdo con comparaciones realvadas contra datos redes disponibles en [usoro, 19771. Se considera que las variaciones en estos datos se deben a los inevitables errores de redondeo en el manejo de datos en cualquier computadora, así como a las aproximaciones y simplificaciones realizadas en el desarrollo del modelo matemático de la UT.

o

La complejidad del modelo matemático de una planta generadora de energía eléctrica, consistente de un número grande de ecuaciones algebraicas y diferenciales acopladas, dificulta el manejo del mismo debido a los recursos necesarios de almacenamiento de datos y tiempo computacional.

La técnica usada en este trabajo para resolver dicho problema consiste en subdividir ese modelo en módulos más manejables. Esta subdivisión no es un trabajo sencillo ya que no es posible identificar todas las ecuaciones del modelo del módulo desde un principio. El criterio de modularización aquí aplicado se basa en la identificación de subsistemas que formen una función ñsica particular. De modo que cada módulo describe mediante un conjunto de ecuaciones algebraicas acopladas a un conjunto de ecuaciones diferenciales ordinarias, una parte del modelo. Físicamente el módulo representa una sección de la planta, por ejemplo: el domo, el sobrecalentador, la turbina de alta presión, etc.

De esta manera se obtiene una plataforma de desarrollo sobre la cual se puede simular: a) cada módulo en forma independiente, b) un sistema de la planta; tal como agua de alimentación, aire gases, etc. y, c) configurar distintas unidades termoeléctricas. En la parte del control de la UT se pueden aplicar nuevas técnicas de control para; evaluar las ventajas y desventajas que ofiecen dichos esquemas, independientemente de la conliguración de UT analizada. Otra aplicación del simulador desarrollado en este trabajo puede ser en la capacitación de operadores para la estandarkación de procedimientos de operación de la unidad termoeléctrica configurada.

I O0

Conclusiones Capítulo 5

El desarrollo del simulador en una computadora personal mediante un paquete de interfaces gráficas permite utilizar librerías precompiladas @LL) programadas en un lenguaje de alto nivel (Borland C*); con lo que se puede Uevar a cabo la modificación de parámetros tanto del proceso como del sistema de control en línea (corriendo la simulación), doble precisión numérica, capacidad para seleccionar entre varios algoritmos de integración, intercambio de datos entre paquetes de interfaces gráficas, posibilidad de presentar &cos de la planta (estáticos) y gráñcos de alta calidad para la presentación de resultados, entre otros.

De las pruebas de validación de la simulación del modelo adaptado se comprobó el alta grado de acoplamiento y no-linealidad del mismo, ya que de un punto de operación al otro (sobre todo al aumentar la demanda de carga), las dinámicas del proceso varían notablemente, y la más pequeña perturbación en una señal de estado se refleja en gran parte del sistema.

El modelo matemático de la UT, tiene un rango de operación del 40% al 100% de carga (240 a 600 Mw). Al operar el simulador entre el 96% y el 100% se entra en inestabilidad fácilmente ello se debe además de lo que se dijo anteriormente, a la modificación de los parámetros de los coeficientes de transferencia de calor de los gases de combustión a caldera lado gases.

Este trabajo de tesis contiene las siguientes aportaciones:

1. Un total de 22 programas de computo, desarrollados en lenguaje C, y 7 módulos de control, implantados en lenguaje gráfico, con bloques del paquete de interfaces gráficas, simulan la operación de una unidad termoeléctrica convencional de 600 Mw en un rango de operación del 40% al 100% de carga. Con estos programas es posible realizar pruebas de funcionamiento de la UT bajo condiciones extremas de operación y observar la respuesta de la unidad, información que es útil en la tarea de diseño de las mismas. En el apéndice D se presenta un breve manual de usuario del simulador. Estos programas pueden solicitarse al cenidet.

2. Una plataforma de desarrollo sobre la cual se pueden configurar distintas unidades termoeléctricas convencionales y aplicar nuevas técnicas de control para evaluar las ventajas y desventajas que ofiecen dichos esquemas.

3. Resultados y simulaciones importantes que pueden servir como referencia para trabajos relacionados con éste.

Como trabajos futuros se podrían considerar los siguientes:

1. Aplicación de esquemas modernos de control en el sistema de control de la UT, tales como control adaptivo, control inteligente, control predictivo multivariable, etc.

2. Actualización del simulador a un paquete de interfaces gráficas más poderoso (ver sección 3.3.2 del capítulo 3), por ejemplo para hacer dinámicos los mímicos de la UT y más interactivo con el usuario.

3. Obtener la identificación de las dinámicas del modelo, para caracterizarlo mediante las matrices de transferencia a diferentes niveles de operación.

4. Desarrollo de esquemas multipaso/multimétodo para mayor eficiencia del cálculo del modelo.

101

Referencias

REFERENCIAS

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[Bol-IIE, 19921 Espinosa P. Gdberto, Máximo L. A., Bahena M. F., Pérez G. J., y Ramos P. J. C., “Modelos del Reactor Nuclear del Simulador de la Central Laguna Verde”, Boletín IIE, marm/abril1992.

[Borland Ctf, 19931 Borland C*, Version 4.0, “User’s Guide”, Borland International Inc., 1993.

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102

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[VisSim, 19941 VisSim, “User’s Guide’’ Visual Solutions Inc., 1994.

104

Apéndice A Nomenclatura de las variables

APÉNDICE A

NOMENCLATURA DE LAS VARIABLES

Debido a la gan cantidad de variables que se requieren para describir el modelo matemático de la UT, es necesario definir un procedimiento para sistematizar los nombres para las variables del sistema [Usoro, 19771. Los nombres de las variables que no se adecuan a dicha sistematización se presentan en la sección E de este apéndice.

El código que describe a cada variable de la UT se basa en las siguientes convenciones:

1. El nombre de cada variable contiene seis o menos caracteres aifanuméricos, el primero de los cuales es una letra.

2. El nombre de las variables puede o no incluir uno de los prefijos que se listan en la sección A de la tabla A. 1.

3. El primer carácter que le sigue al prefijo (si este se utiliza) representa la cantidad primaria, tal como se lista en la sección B de la tabla A. 1.

4. El par de letras que le siguen a la cantidad primaria (si es utilizada) identifican un componente de la UT, los cuales se muestran en la sección C de la tabla A. 1.

5. En la sección D de tabla A.l se presentan los caracteres adicionales utilizados para representar condiciones, materiales o procesos.

6 . Los caracteres numéricos se utilizan en los códigos para nombrar los parhetros (proceso o control) y las variables intermedias (computacionales). Un carácter o cadena numérica al final del nombre de la variable, se utiliza para indicar el orden multipücativo de la variable.

A continuación se presentan algunos ejemplos üustrativos de los nombres de las variables:

tsso

wn Flujo de combustible

bCP

kuwwms

twwqe4

Temperatura a la salida del sobrecalentador secundario

Numero de bombas de extracción de condensado

Coeficiente de transferencia de calor del metal de las paredes de agua al vapor

Temperatura efectiva de los gases en las paredes de agua elevada a la cuarta potencia

105

Nomenclatura de las variables Apéndice A

Tabla A.l

Nomenclatura de las variables de la UT

Sección A. Prefijos

k -

kc = Constante del sistema de control ktc = Constante de tiempo del sistema de control 2 = Variable intermedia (computacional)

Constante Variable del sistema de control

- - - - C -

Sección B. cantidad primaria

Área, posición de compuerta de un ventilador Eficiencia Factor de ficción, kacción Factor de conversión de unidades Entalpía., valor de calor Momento de inercia Longitud MaSa Potencia Numero, velocidad angular, kecuencia Presión Razón de transferencia de calor Densidad Deslizamiento, entropía, calor especifico Par, temperatura; factor de temperatura Coeficiente de transferencia de calor, energía interna especifica Volumen, voltaje Razón de flujo Inclinación de quemador, posición, longitud, nivel de agua Eficiencia Densidad Función (por definir) Ángulo de potencia (delta)

106


Sección C. Componentes

ah aP

at

cn CP cr

ar

bP

cv cw dc de dr dv ec fd fl fn

ft fi fw gg gn gr gv

hh id

iv Ih 1P PS rh rp

ry

fp

hP

iP

rw

sc

Calentador de aire Precalentador de aire Aire Atmósfera Impulsor de la bomba de agua de alimentación Condensador Bomba de extracción de condensado Tubo de interconexión entre las turbinas de presión intermedia y de baja presión Válvula de control de turbina Agua condensada Tubos bajantes Desgasificador Domo Válvula de control del desgasificador Economizador Ventilador de tiro forzado (VTF) Combustible Hogar del generador de vapor Bomba de agua de alimentación a caldera Turbina de la bomba de agua de alimentación a caldera Válvula de control del flujo de agua de alimentación Agua de alimentación Quemador Generador Gas de recirculación Válvula de control de turbina Turbina de alta presión Calentador de alta presión del agua de alimentación Ventilador de tiro inducido (VTi) Turbina de presión intermedia Válvula interceptora Calentador de baja presión del agua de alimentación Turbina de baja presión Sobrecalentador primano Recalentador Bomba de recirculación Agua de recirculación Rocío al recalentador Caja de vapor

107

Nomenclaiura de las variables Apéndice A

Sección C. ComDonentes

So brecalentador Sobrecalentador secundario Chimenea Rocío al sobrecalentador Válvula de paro Turbina Válvula reguladora (estrangulamiento) Compuerta del ventilador de tiro forzado Compuerta del ventilador de tiro inducido Pared de agua

Sección D, Condiciones

aire (Blowdown) Transferencia de calor por convección Diferencia, pendiente, cambio Efectivo, promedio Eléctrico Gas, quemador Condición de entrada, proceso isentropic0 Isentropico Dentro, entrada limite bajo Metal, motor Máximo Condición de salida Fuera, salida Por unidad Radiación, Razón, cociente Vapor, k e a de suministro, sello Retorno de vapor Límite superior Válvula Agua Extracción Condición de entrada

108


Sección E. ExceDciones

idc = Señal calculada de demanda de carga qyww = qylpo = ywgr 2

wg

Calidad del vapor que sale de las paredes de agua Calidad del vapor que sale de turbina de baja presión Razón entre el agua y el gas del flujo de gases Velocidad del flujo de gases

109

Parámeiros de los módulos de la UT Apéndice B

APÉNDICE B

PARÁMETROS DE LOS MÓDULOS DE LA UT

B.l Introducción

Los programas de los módulos del proceso de la UT se elaboraron en lenguaje C y se realizó el proceso de compilación y enlace (link) de los mismos en Borland C" V4.0. Mientras que los módulos del sistema de control fueron elaborados como diagramas a bloques (lenguaje

A continuación se presentan los parámetros de los módulos del proceso de la UT y de los gráfico).

lazos del sistema de control.

B.2

Módulodomo

Parámetros de los módulos del proceso de la UT.

Señales de entrada

110

Parámetros de los módulos de la UT Apéndice B

Nombre hdnv pdrs rdrw tdrs vdrs xdrw

Descripción Entalpía del agua en el domo Presión del vapor en el domo Densidad del agua en el domo Temperatura del vapor en el domo Volumen del vapor en el domo Nivel del agua en el domo

Nombre E Descripción Constante de conversión de unidades Relación 1 de presión-flujo-velocidad de las bombas de recirculación Relación 2 de presión-flujo-velocidad de las bombas de recirculación Relación 3 de presión-flujo-velocidad de las bombas de recirculación Relación 4 de eficiencia-flujo-velocidad de las bombas de recirculación

Valor 144.0 -1.73366E-3

1.64728E-4

5.5798E-5

-1.3391E-3

Relación 5 de eficiencia-fluio-velocidad de las bombas I 3.45853E-4 - de recirculación Relación 6 de eficiencia-flujo-velocidad de las bombas de recirculación Coeficiente de fiicción del agua en los tubos bajantes

2.8937E-6

381.048E-6 I

Coeficiente de ficción del agua y del vapor en las I84.6537E-6 Daredes de aeua I Longitud de los tubos bajantes Flujo de vapor de sellos a las bombas de recirculación

1137.0 14.3014

Unidades Pie’ I puig’

lb,s2 Ib,pulg‘pie3

Ib,s’ Ib,pulgz Ib,pie’

Ib,pulg2 S2

Pie” S2 -

pie’ S‘

Ib,s2 lb,pulg2pie’

lb,s2 Ib,pulg’pie3 pie Ib I seg

111

Apéndice B Parámeiros de los módulos de la UT

Nombre Descripción Valor k144 Constante de conversión de unidades 144.0 kjrp Inercia de las bombas de recirculación 576.1 !arpm Relación fiecuencia de línea-velocidad sincrona del 2.0

motor de las bombas de recirculación

recirculación

recirculación

krpm Constante del par del motor de la bomba de 476.146E-6

srpmax Deslizamiento a par máximo del motor de la bomba de 0.05

Unidades pie’ I puig2 lb pie’ Sin dimensiones

V2 Sin dimensiones

Señal de salida Nombre I Descripción mwrpl I Potencia de entrada a las bombas de recirculación

112

Apéndice B Parámetros de los m6dulos de la UT

Nombre hdrs hdnv lUp0 qwwgm

Módulo paredes de agua lado agua-vapor

Descripción Módulo de procedencia Entalpía del vapor en el domo Domo .domo Entalpía del agua en el domo Domo.domo Entalpía a la salida de las bombas de recirculación Flujorecrecir Calor transferido de los gases al metal en las paredes de Caldgas.cgas1

rdnv tdrs twwm WTW

Densidad del agua en el domo Domo.domo Temperatura del vapor en domo Domo.domo Temperatura del metal de las paredes de agua Paredag.pagua Flujo de recirculación Flujorec.recir

I kuwwmw

Descripción Masa del metal de las paredes de agua Calor especíñco del metal de las paredes de agua

Coeficiente de transferencia de calor gas al metal en las paredes de agua Volumen de las paredes de agua Flujo de vapor de sellos a las bombas de recirculación

Valor 1.063E6 0.11

173.5205

2318.61 4.3014

Unidades]

Nombre hwwo qyww wwwo

Ib-'F I

Descripción Entalpía a la salida de las paredes de agua Calidad del vapor a la salida de las paredes de agua Flujo a la salida de las paredes de agua

113


Nombre Descripción Valor kcv Coeficiente de flujo de las válvulas de control de turbina 12.74214

Módulo sobrecalentador lado vapor y etapa de atemperación del mismo

Unidades Ib, 'piel 'pdg

s Ib,'

kfps

kfss

kmpsm

kspsm kmssm

Coeficiente de fiicción del vapor en el sobrecalentador 1.88E-3 primario Ib,pulg2pie' Coeficiente de fiicción del vapor en el sobrecalentador 3.162E-4

Ib,s'

Ib,s' 2 ' 1 secundario k p d g pie

Masa del metal del sobrecalentador primario 3.5E5 Ib, Masa del metal del sobrecalentador secundario 8E5 lh Calor específico del metal del sobrecalentador primario 0.1 1 - BtU

Ib_'F

ksssm

kVpS kvss kwtv

114

Calor específico del metal del sobrecalentador secundario

Constante volumétrica del sobrecalentador primario 2000 pie3 Constante volumétrica del sobrecalentador secundario 3000 pie3

Ib Constante del flujo en las válvulas de admisión (throttle 506.7 vnlve?\ seg

0.1 1 - BtU Ib,'F

-

Apéndice B Parámetros de los módulos de la UT

~

wsse wssx WtV

tssl tSSO

1 Temperatura del vapor de entrada al sobrecalentador secundario I Temperatura del vapor a la salida del sobrecalentador secundario

Flujo promedio del vapor en el sobrecalentador secundario Flujo del vapor de extracción del sobrecalentador secundario Flujo de vapor a través de las válvulas de admisión (throttle valve)

wdrs wpse

I Flujo de vapor del domo ai sobrecalentador primario I Flujo promedio del vapor en el sobrecalentador primario

Nombre Descripción hsso prho rrho rsco ssso Entropía del vapor a la salida del sobrecalentador

Entalpía a la salida del sobrecalentador secundario Presión del vapor a la salida del recalentador Densidad a la salida del recalentador Densidad a la salida de la caja de vapor

Módulo de procedencia Sobrecal. sobre Recalentxeca Recalentxeca Turbapre.tapre Sobrecal.sobre

WiV WtV

secundario Flujo de vapor a través de las válvulas interceptoras Flujo de vapor a través de las válvulas de admisión (throttle Sobrecal.sobre

Tpiatbp.tpibp

115

Apéndice B Parhetros de los módulos de la UT

Descripción Constante 1 de la primera extracción

Coeficiente de íiicción del vapor en el recalentador

Coeficiente del flujo de vapor de la turbina de alta presión

I kvsce

Vaior 1.64384

45.90723E-6

15.6

Coeficiente para conversión de unidades

Coeficiente del volumen efectivo en la caja de vapor

778.17

700.0

Unidades seg P U k 2

lb,s2 Ib,pulg*ppie’ Ib, ’piel ’puli

slb,’

pielb,rad BtU

pie3

__.._ ~._ _.

Módulo recalentador y sección de atemperación del mismo

Señales de entrada Nombre 1 Descripción I Módulo de procedencia hfpo I Entaipía a la salida de la bomba del agua de alimentación a I B b a g h a g u a l m

116


Nombre k m r h ksrhm

Valor Unidades 9.44ES bn

Descripción Masa del metal del recalentador Calor específico del metal del recalentador 0.11 Btu - I lbm'F

Señales de salida

Módulo turbina de presión intermedia, tubo de interconexión y turbina de baja presión

Señales de entrada

117


Nombre eip keip

Descripción Valor Unidades Eficiencia de la turbina de presión intermedia 0.814 Adimensionai Factor de (eficiencia) extracción de la turbina de presión 0.93 Adimensionai

kelp

I I . ~~ I kj I Coeficiente para conversión de unidades 1778.17 I pielb,rad

intermedia Factor de (eficiencia) extracción de la turbina de baja 0.93 presión Coeficiente del flujo de vapor de la turbina de presión 51.78706

Adimensional

Ib,Jpie"pulg intermedia slb.'

UP

kvcre

Señales de salida

Btu Coeficiente del flujo de vapor de la turbina de baja 126.41 presión slb,' Volumen efectivo del tubo de interconexión 1220 pie3

lb, 'pie"pu1g

118


‘Nombre Descripción Valor Unidades kclgn Constante 1 de control del generador eléctrico 1 .o Adimensionl kjtre Inercia del rotor del grupo turbina generador eléctrico 6.25E5 Ib piez kmwr Potencia nominal 4.428ES kmwx Constante de la potencia extraida 1.355E-6

Módulo generador eléctrico

Nombre Descripción mwgn Potencia del generador mwo Potencia eléctrica generada mwtrpu Potencia unitaria de turbina

M6dulo condensador principal

Señales de entrada

119


Nombre klcp

Ucp

Wcp

Descripción Valor Relación 1 de presión-flujo-velocidad de las bombas de -1.64515E-2 extracción de condensado Relación 2 de presión-flujo-velocidad de las bombas de 1.20115E-4 extracción de condensado Relación 3 de presión-flujo-velocidad de las bombas de 1.57933E-4 extracción de condensado I

kllhx I Constante 1 de extracción de los calentadores de baja 125.60544 I presión

Ib.2

Ib$ lb,pulg’ Ibfpie3

Ibp lg ’ Ib

S i n dimensiones seg lb -

psia Adimensionl 1 Ipsia Ib;’pie’.Jpulg

s 1biJ

Ibfs2 Ib,pulg2pie3 Sill dimensiones

Sehales de salida

120

Apéndice B PaAneUos de los módulos de la UT

Nombre Descripción k144 k4cp

Constante de conversión de unidades Relación 4 de eficiencia-flujo-velocidad de las bombas de

Módulo bombas de extracción de condensado

Valor Unidades 144.0 PieZ / puig’ -8.88465E-3 s2 -

extracción de condensado pie6 Relación 5 de eficiencia-flujo-velocidad de las bombas de 9.2870E-4 - sz extracción de condensado pie’ Relación 6 de eficiencia-flujo-velocidad de las bombas de 4.34174E-7 s2

k5cp

k6cp ~

kncpm

kcpm

kjcp scpmax

extracción de condensado Relación fiecuencia de linea-velocidad sincrona del motor 2.0 de las bombas de condensado Constante del par del motor de la bomba de extracción de 61 5.533E-6 condensado V2 Inercia de las bombas de extracción de condensado Deslizamiento a par máximo del motor de la bomba de 0.05 extracción de condensado dimensiones

Sin dimensiones e Ib pie’ Sin

468.0

121

Nombre hcpo mwcpl tcpo

Descripción Entalpía a la salida de las bombas de extracción de condensado Potencia de entrada a las bombas de extracción de condensado Temperatura a la salida de las bombas de extracción de condensado


Descripción Entalpía del vapor de entrada al calentador 1 de baja presión del agua de alimentación Entalpía del vapor de entrada ai calentador 2 de baja presión del agua de alimentación Entalpía a ’ l a salida de las bombas de extracción de

Módulo calentadores de baja presión del agua de alimentación

Módulo de procedencia Tpiatbp.tpibp

Tpiatbp.tpibp

Bbascond.bbac

Nombre

Número de bombas de extracción de condensado en servicio Presión del vapor en el calentador 1 de baja presión del agua de alimentación Presión del vapor en el calentador 2 de baja presión del agua de alimentación Presión del vapor en el calentador 3 de baja presión del agua de alimentación Presión a la salida de las bombas de extracción de condensado Densidad a la salida del condensador principal Flujo de vapor en el calentador 1 de baja presión del agua de alimentación Flujo de vapor en el calentador 2 de baja presión del agua de alimentación Flujo suministrado por las bombas de extracción de condensado Flujo de condensado

lhcpo Entradaexterna

Tpiatbplpibp

Tpiatbp.tpibp

Tpiatbplpibp

Condensd.cond

Condensd.cond Tpiatbp.tpibp

Tpiatbp.tpibp

Condensd.cond

Condensd.cond

Ip3uis

Nombre m kihm

kmlhm kqgc

Descripción Coeficiente de kicción del agua en los calentadores de baja presión del agua de alimentación Constante de la temperatura en el metal de los calentadores de baja presión Masa del metal de los calentadores de baja presión Coeficiente de transferencia de calor por convección de

condensado Entalpía a la salida de los calentadores de baja presión I Cabpagal.calbp

ksibm los gases Calor específico del metal de los calentadores de baja O. 11 BtU nrecirin Ib-’F

-

Valor Unidades

Ib,pulg’pie3 i 7 r - k -

r. -1.- .. ..< I

kvih I Constante volmétrica de los calentadores de baja presión 193.02 I pie’

122

Apéndice B Parheiros de los módulos de la UT

Señales de salida

Módulo desgasificador

Señales de entrada

123

Apéndice B Parámmos de los módulos de la UT

Nombre hderp

Descripción Valor Unidades Btu Entalpía del desgasificador a las bombas de 295.60

recirculación 11. -

Señales de salida

Módulo turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación a caldera

Nombre Descripción a f v Apertura de la válvula de control del flujo de agua de

alimentación a caldera

Módulo de procedencia Control del flujo de agua alimentación a caldera

124

Apéndice B Parámetros de los módulos de la üT

Nombre kibp

k2bp

Wbp

klfp

k2fp

Descripción Relación 1 de presión-flujo-velocidad de la bomba impulsora de la bomba del agua de alimentación Relación 2 de presión-flujo-velocidad de la bomba impuisora de la bomba del agua de alimentación Relación 3 de presión-flujo-velocidad de la bomba impuisora de la bomba del agua de alimentación Relación 1 de presión-flujo-velocidad de la bomba del agua de alimentación a caldera Relación 2 de presión-flujo-velocidad de la bomba del

I agua de alimentación a caldera I Relación 3 de presión-flujo-velocidad de la bomba del k3fp

kfec agua de alimenta&5n a caldera Coeficiente de fiicción del agua en el economizador

k&h

kfv

knbpr

kwfpx

Valor -2.63447E-3

Coeficiente de kicción del agua en los calentadores de alta presión Coeficiente de fiicción del flujo en la válvula de control del agua de alimentación a caldera Relación de velocidad entre las bombas impulsora y principal del agua de alimentación Coeficiente del flujo de extracción de la bomba del agua de alimentación a caldera

200.721E-6

99.9049E-6

-57.3012E-3

959.4371E-6

203.8473E-6

3.878 12 1E-3

4.7469E-3

1.1721E-3

0.333333

19.6677

Ib,sz

Ib,pie’ lb,pulg2

1b.s‘

1b,pdg2

Ib,sz Ib,pulg2 Ib,pie’

Ib,pulg2 1b.s‘ ~I~

Ib,pulg2pie’ Ib,s’

Ib,pulg’pie3 Ib, ’piel ’pulg

s lb;’ Sin dimensiones

Ib seg -

Señales de salida

125


Nombre hfpo tfpo

Módulo bomba principal del agua de alimentación a caldera

Descripción Entalpía a la salida de la bomba del agua de alimentación a caldera Temperatura a la salida de la bomba del agua de alimentación a caldera

Parárnetrna Unidades

144.0 1059.0

dimensiones

126


agua de alimentación

Presión a la salida de la válvula de control del agua de alimentación F1ujagal.W Presión a la salida de los calentadores de alta presión del agua de Flujagal.agual

pdrs Presión del vapor en el domo Domo.domo . pfvo phho

Módulo calentadores de alta presión del agua de alimentación y economizador

Sefiales de entrada

de entrada al calentador 2 de alta presión del

~

Coeficiente volmétrico del economizador 2 100.0 pie’ Coeficiente volumétrico de los Calentadores de alta 114.67 pie’

presión Coeficiente del flujo del agua de alimentación a caldera 493.03 Ib I seg

~ ~~

calentadores de alta presión Masa del metal del economizador Masa del metal de los calentadores de alta presión Calor específico del metal del economizador

Calor especííico del metal de los calentadores de alta nrpdiin

Nombre khhm

dimensiones 7.21E5 lm, 1.084E5 lb, 0.11 -

O. 11 -

Btu lb,’F Btu

lb-’F

kmecm kmhhm ksecm

kvec kvhh

kwfw

Parámetros Descripción I Valor I Unidades

Constante de la tenmeratura en el metal de los I 1.05 I sin

Apéndice B Parhetros de los módulos de la UT

teco thhe t h o WhhS

Temperatura a la salida del economizador Temperatura promedio en los calentadores de alta presión del agua de alimentación Temperatura a la salida de los calentadores de alta presión del agua de alimentación Flujo de vapor en los calentadores de alta presión del agua de alimentación

Nombre Descripción Valor k144 Constante de conversión de unidades 144.0 k4fd -2.1824lE-6 Relación 4 de eficiencia-flujo-velocidad de los VTF

Unidades Pie’ I pul2

S’ - k5fd

k6fd kfdm

128

Ib,’ S2

Ib m

- Relación 5 de eficiencia-flujo-velocidad de los VTF 5.13044E-5

Relación 6 de eficiencia-flujo-velocidad de los VTF -6.96849E-5 s’ Constante del par del motor del VTF 4.1E-3 - pie Ib,

112

kjfd knfdm rahao sfdmax

Inercia de los ventiladores de tiro forzado 18.19E4 Ib pie’ Rel. frec. de línea-velocidad sincrona del motor del VTF 6.0 Admensional Densidad del aire a la salida del calentador de aire 0.0661 Ib/pie3 Deslizamiento a par máximo del motor del VTF 0.05 Adimensional

Apéndice B Parámet~os de los m6dulos de la UT

Nombre klfd

k2fd

0 Módulo flujo de aire y gases de salida (chimenea)

Señales de entrada

Descripción Valor Relación 1 de presión-flujo-velocidad de los VTF -7.41568E-7

Relación 2 de presión-mijo-velocidad de los VTF 8.67456E-6

k3fd Relación 3 de presión-flujo-velocidad de los VTF 1.67206E-4

klid

k2 id

Relación 1 de presión-flujo-velocidad de los VTI -1.38148E-6

Relación 2 de presión-flujo-velocidad de los VTI 1.12227E-5

Unidades lb,s2

Ibipulg’ lb,s2

Ib,pulg2 lb,s’ -

k3 id

kfah

khpa

khpg

kfg

kfst

kpat

PdP’ lb,s’

Ibhla‘

Relación 3 de presión-flujo-velocidad de los VTI 1.09727E-4

Coeficiente de f?icción entre los gases y el calentador de 1.82764E-7 aire Coeficiente de ficción entre el aire y los gases en el 3.968E-7 precalentador de aire Coeficiente de fiicción entre los gases y el precalentador 1.176409E-7 de aire Coeficiente de ficción del flujo de los gases 263.7944E-9 (kfpsg + kfssg) Coeficiente de ñicción de los gases en la chimenea 2.109E-7

Presión atmosférica 14.7

lb,s2 Ib,pulg’ Ib,s’

~

P U k ’

lb,s2 Ib,’ pulg’

Ib,s’ lb,’ pulg’

Ibasz lb pulg’

Ib,s‘ lb,’ pulg’

lb,s2 Ib,’ pulg’

psia

129


ktat ktahad

ktapad h e

Módulo inclinación de quemadores Señales de entrada

Nombre [ Descripción I Módulo de procedencia ng I Número de quemadores por elevación I Entrada externa

Constante atmosférica de la temperatura del aire 510.0 OR Constante del cambio de la temperatura del aire en el 88.0

Constante del cambio de la temp. del aire en el prec de aire

O F calentador de aire

O F

Longitud media del hogar del generador de vapor 64.534 pie 350.0

wfl I Flujo de combustible I Control de combustión xgg I Posición de los quemadores I Control de temp del reca


Nombre Descripción - tapao ungg uxgg ward Flujo diferencial de aire

Temperatura del aire a la salida del precalentador de aire Coeficiente de transferencia de calor por el número de quemadores Coeficiente de transferencia de calor por la posición de los quemadores

Módulo paredes de agua lado gases de combustión

\Nombre Señales de entrada

131


Nombre k l s h

k2sh

Descripción Valor Unidades Calor específico 1 del flujo de gases en el hogar

Calor específico 2 del flujo de gases en el hogar

0.31 - Btu

0.145 - Btu Ib, 'R

kltgr

k2tgr

Ib, 'R "R Coeficiente 1 de la temperatura de los gases de 929.69

recirculación Coeficiente 2 de la temperatura de los gases de 2.15172 recirculación .. R seg -

132

khfl Btu 118200.0 - Coeficiente de calentamiento del combustible


Nombre qecr qpsr qrhr qss

Descripción Módulo de procedencia Calor transferido al e c o n o d o r por radiación Entrada externa Calor transferido al sobrecalentador primario por radiación Caldgasl .cgasl Calor transferido al recalentador por radiación Entrada externa Calor transferido al sobrecalentador secundario por Entrada externa

tece tpse

133

radiación Temperatura promedio del vapor en el economizador Temperatura promedio del vapor en el sobrecalentador Sobrecal.sobre

Calapeco.capeco

Apéndice B Pardmetros de los m6dulos de la UT

Descripción Coeficiente O del calor específico en la trayectoria de los gases de combustión Coeficiente 1 del calor específico en la trayectoria de los gases de combustión Factor específico de la temperatura del flujo de gases de combustión Calor específico del flujo de gases de combustión con respecto a la humedad Coeficiente de transferencia de calor de los gases al metal del economizad or Coeficiente de transferencia de calor del metal al agua en el economizad or Coeficiente de transferencia de calor de los gases al metal del sobrecalentador primario Coeficiente de transferencia de calor del metal al vapor en el sobrecalentador urimario

Nombre Valor 0.2484

0.1428

5.2272E-5

35E-6

5.3

8.591464

2.80123

2.34465

kurhgm k kussms I

Coeficiente de transferencia de calor de los gases al metal del recalentador Coeficiente de transferencia de calor del metal al vapor en el recalentador Coeficiente de transferencia de calor de los gases al metal del sobrecalentador secundario Coeficiente de transferencia de calor del metal al vapor en el sobrecalentador secundario

8.0954

4.47939

5.95513

6.753101

Ib- 'R I

Ib- "R

Ib, OR2 BtU

Ib, OR2 BtU

lbm6s4 'R BtU

lbm8s2 'R BtU

lbm6s' 'R BtU

lb,*s2 'R BtU

lbm6s4 'R BtU

lbm8s' 'R BtU

lbm6s4 'R 1 801 lb,'s2 'R

Señales de salida

134


Nombre k144 k4id

k5id

k6id kidm

kjid knidm

rapgo

Módulo ventiladores de tiro inducido (VTI)

Descripción Valor 144.0 Constante de conversión de unidades

Relación 4 de eficiencia-flujo-velocidad de los VTI -1.12212E-6

Relación 5 de eficiencia-flujo-velocidad de los VTI 1.74023E-5

Relación 6 de eficiencia-flujo-velocidad de los VTI Constante del par del motor del VTi

3.43528E-5 6.16E-3

Inercia de los ventiladores de tiro inducido Relación kecuencia de línea-velocidad sincrona del 4.0 motor del VTI Densidad de los gases a la salida del precalentador de 0.044

188E3

Señales de entrada

sidmax aire Deslizamiento a par &o del motor del ventilador de 0.05 tiro inducido

Unidades Pie’ / puig2

S2

lbm2 S2

I b m S2

-

-

pie Ib, V2

Ib pie’ Adimensional

-

Ib/pie3

Adimensional

Señales de salida Nombre I Descripción mwidl I Potencia de entrada a los ventiladores de tiro inducido

‘135


B.3

A continuación se presenta la descripción de los parámetros de cada uno de los módulos de control de la UT.

Parametros de los módulos del sistema de control de la UT.

Parámetros del módulo del control maestro de caldera

136

Apéndice B Parámeiros de los módulos de la UT

Parámetros del módulo del control de la presión en el hogar del generador de vapor

137


Parámetros del módulo de control del flujo de agua de alimentación

138


Nombre kavl kavu kcl kcu kcldv

Descripción Valor Unidades Límite inferior del acondicionador de salida 0.0 Adimensional Límite superior del acondicionador de salida 1 .o Adimensional Límite inferior del acondicionador de entrada 1.0 Volts Límite superior del acondicionador de entrada 5.0 Volts Ganancia proporcional del controlador de nivel 10.0 Adimensional

139

Partímetros de los módulos de la UT Apéndice B

Parámetros del módulo de control de la temperatura del vapor en el recalentador

140


kc3sy Ganancia del bias por la posición de los quemadores -0.01 Adimensionai kc4sy Ganancia para calcular el flujo de atemperación al sobrecalent. -1.0 Adimensionai kcsyl Límite inferior de la señal de control de atemperación al sobre -5.0 Admensional kcsyu Límite superior de la señal de control de atemperación al sobre -1 .O Adimensional

-

Parámetros del módulo de control de la temperatura del vapor en el sobrecalentador

Parámetros del módulo de control de turbina

141

Apéndice C Valores de los estados y las variable algebraicas de la UT

APÉNDICE c

VALORES DE LOS ESTADOS Y LAS VARIABLES ~-

ALGEBRAICAS DE LA UT

C.l Estados de la planta

A continuación se presentan los valores de las variables de estado del procesos ai loo%, 77.5% y 50% de carga.

142

Apéndice C Valores de los estados y las variables algebraicas de la UT

C.2 Estados del sistema de control

A continuación se presentan los valores de las variables de estado del sistema de control al loo%, 77.5% y 50% de carga.

143


C.3 Variables algebraicas de la UT

A continuación se presentan los valores de las variables algebraicas de la UT ai loo%, 77.5% y 50% de carga.

144


145


146

Apéndice C Valores de los estados y las variables algebraicas de la IIT

147

Manual del usuario Apéndice D

APÉNDICE D

MANUAL DEL USUARIO

En este manual se presenta en forma breve la información necesaria para la utilización de los programas desarroilados en este trabajo. Así como las instrucciones necesarias para modificar los valores de los parámetros, tanto de los módulos de proceso como del sistema de control, y para agregar yío eliminar módulos (elementos) para configurar otra unidad termoeléctrica.

A continuación se presentan los programas fuente de la planta en lenguaje C, los archivos necesarios para ligar dichos programas en el proceso de compilación y el nombre que recibe cada DLL ejecutable por el paquete de interfaces gráñcas ( VisSirn).

Archivos fuente en lenguaje C D0mo.C F1ujorec.C Bbarecir.C Paredag.C S0brecal.C Turbapre.C RecalentC TpiatbpC Gene1éct.C C0ndensd.C Bbasc0nd.C Cabpagal.C Desgasif.C F1ujagal.C BbagualmC Calapec0.C Ventif0r.C F1ujaire.C InclquemC Caldgas 1. C Caldgas2.C Ventindu.C

Archivos para ligar Domo.Def Flujorec.Def Bbarecir.Def Paredag.Def Sobrecal.Def Turbapre.Def Recalent.Def Tpiatbp.Def Geneléct.Def Condensd.Def Bbascond.Def Cabpagal.Def Desgasif. Def Flujagal.Def Bbagualm.Def Calapeco.Def Ventifor.Def Flujaire.Def 1nclquem.Def Caldgasl .Def Caldgas2.Def Ventindu.Def

DLL ejecutable por VaSSim Domo.domo Flujorec.recir Bbareckbbare Paredag.pagua Sobrecal. sobre Turbapre. tapre Recalent.reca Tpiatbp.tpibp Geneléct .genel Condensd.cond Bbascond.bbac Cabpagaldbp DesgasXdesga Flujagal.agua1 Bbagualm.agualm Calapeco.capeco Ventifor.vif Flujaire.airgas Inclquem.quemad Caldgasl .cagasl Caldgas2.cgas2 Ventindu.vti

Como se mencionó antes, el sistema de control se implantó utilizando bloques de la biblioteca de VisSirn. Cada archivo ejecutable por VisSirn incluye todos los lazos de control que forman el sistema con los valores de los estados de control adecuados para la prueba mencionada.

148


En la tabla D. 1 se muestran los archivos ejecutables por el paquete de interfaces gráficas, así como la descripción de cada uno de ellos.

Nombre Domo.Vsm Flujorec. Vsm Bbarecir. Vsm Paredag. Vsm Sobrecal. Vsm Turbapre. Vsm Recalent. Vsm Tpiatbp. Vsm Geneléct. Vsm Condensd. Vsm Bbascond. Vsm Cabpagal. Vsm Desgasif. Vsm Flujagal. Vsm Bbagualm. Vsm Calapeco. Vsm Ventifor. Vsm Flujaire. Vsm Inclquem. Vsm Caldgasl . Vsm Caldgas2.Vsm Ventindu. Vsm Cntrcomb. Vsm

Cntrprhg. Vsm Cntrflaa. Vsm

Cntrflcn. Vsm Cntrtevs. Vsm Cnirtevr. Vsm

Cntrturb. Vsm

Prbaltes.vsm Prha2tes.vsm Prba3tes.vsm Prba4tes.vsm Prba5tes.vsm Prba6tes.vsm Prba7tes.vsm

Descripción Domo Tubos bajantes y flujo de recirculación Bombas de circulación controlada Paredes de agua Sobrecalentador Turbina de alta presión Recalentador Turbina de presión intermedia a turbina de baja presión Generador eléctrico Condensador principal Bombas de extracción de condensado Calentadores de baja presión del agua de alimentación Desgasificador Turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación a caldera Bomba principal del agua de alimentación Calentadores de alta presión del agua de alimentación y economizador Ventiladores de tiro forzado (VTF) Aire de entrada y gases de salida Posición de los quemadores Paredes de agua lado gases de combustión Sobrecalentador, recalentador y economizador lado gases de combustión Ventiladores de tiro inducido (VTI) Control de combustión (controladores de presión del vapor principal y de los flujos de aire. y combustible) Control de la presión en el hogar del generador de vapor Control del flujo de agua de alimentación al generador de vapor (controladores de: turbina impulsora de la bba. de agua de alimentación, control del flujo de agua de alimentación y control del nivel de agua en el domo del generador de vapor) Control del flujo de condensado Control de la temperatura del vapor en el sobrecalentador Control de la temperatura del vapor en el recalentador (controladores de recirculación de los gases de combustión y de la posición de los quemadores) Control de la turbina (unidades de control de velocidad, de carga y de las válvulas gobernadoras) Cambio del 100% al 77.5% de carga con pendiente del 15%/ min. (90 Mw/min.) Cambio del 77.5% al 50% de carga con pendiente del 15% / min. (90 Mwímlli.) Cambio del 50% al 77.5% de carga con pendiente del 15% / min. (90 Mwímin.) Cambio del 77.5% al 100% de carga con pendiente del 15% / min. (90 Mw/&.) Caída del voltaje de línea por medio de un escalón del 30% al 77.5% de carga Cambio de 60 a 56 Hz con una pendiente de 0.2 Wseg. al 77.5% de carga Pérdida de un VTF y un VTI al 100% de carga.

Tabla D.l Archivos ejecutables por el paquete de interfaces grt%xs.

149


Requerimientos Mínimos de Hardware y Somare

Equipo necesario: Computadora personal 486 a 66 MHz. y superiores, 4 MI3 en RAM (minima).

Software: MS-DOS 6.0 y superiores, Windows versión 3.0 o superiores, VisSim versión 1.5 o superior.

Ejecución

Inicie una sesión con VisSim, presionando dos veces el botón izquierdo del mouse sobre el

En la ventana activa de VisSim seleccione File, posteriormente Open y teclee el nombre del archivo ejecutable por VisSim (mostrados en la tabla Dl):

Ejemplo “Prbaltes.vsm”

. t i

-_____.-

- . h a . j B.AA;

150


Para modiíicar el rango de simulación, método para solucionar lazos algebraicos (ecuaciones implícitas), paso y algoritmo de integración; en el menú principal de SIMULATE seleccione el comando Simulation Setup. Para confirmar las modificaciones seleccione OK, en caso contrario Cancel.

r Range Control -Integration Algorithm

0 Run in Real Time 0 Auto Restart Implicit Solver

O Suppress Converge Warnings

0 Adapthe Bulirsh-Stoer 0 Backward Euler [Stiffl 0 FIelain Stetc

Max Truncation Error: 1s ~ - 8 n c : . .. .. .. . I I I I

Para iniciar la simulación, en el menú principal de SIMULATE seleccione el comando go.

Cambio de Parámetros

Como se mencionó anteriormente, es posible realizar cambios en los valores de los parámetros (tanto de proceso como del sistema de control) corriendo la simulación. De esta manera es posible configurar una UT diferente (mayor o menor capacidad de generación en Mw). A continuación se muestra un ejemplo con el módulo de proceso: “paredes de agua lado gases de combustión (caldgasl .cgasl)”.

Estando en la pantalla principal del simulador coloque el cursor del mouse sobre el mímico representativo del sistema aire gases (VTF, VTI, chimenea, etc.) y, presione el botón derecho para accesar al siguiente nivel en el que se presentan los siguientes bloques:

Caldera Lado Ventilador de Tiro Inducido y Forzado

151


Coloque el cursor del mouse sobre el bloque: Caldera Lado Aire y Gases y presione el botón derecho, a continuación se accesa ai siguiente nivel y se puede observar el módulo caldgasl.cgas1 mostrado en la página 60 del capítulo 3.

Repitiendo la operación anterior sobre el módulo caldgasl.cgas1, se accesa a la mascarilla que permite modificar los parámetros de dicho módulo tal como se muestra a continuación:

Change mldgasl.cgas1 parameters

k1 s ín

k2sfn 7 1 k l tgr

k 2 t g r [ 2 . 1 5 1 7 2 1

kMI 11 8200 I I I

kto I537 I

--

car 10.2521

Para confirmar los cambios realizados en los parámetros del módulo seleccione Ok, mientras que para evitar la aceptación del cambio seleccione Cancel.

El proceso para regresar niveles de presentación (pantallas) en el simulador, consiste en colocar el cursor del mouse fuera del área de influencia de cualquier bloque y presione el botón derecho cuantas veces sea necesario para accesar al nivel deseado en la presentación del simulador.

Respuesta en el Tiempo de las Variables de la UT

El acceso a la respuesta del simulador se realiza de dos maneras:

1 Directamente en todas las salidas, de cada módulo de proceso y cada bloque correspondiente a una variable de salida del sistema de control, se presentan los valores instantáneos.

2 Para accesar a las gráñcas de tendencia; en la pantalla principal del simulador, coloque el cursor del mouse sobre el bloque que dice gráficas (se muestra enseguida) y, presione el botón derecho para accesar a las gráficas correspondientes al proceso de la UT.

152


Mientras que el acceso a las gráficas de tendencia de las variables del sistema de control, se realiza colocando el cursor del mouse sobre el bloque:

I Sistema de Control I Enseguida presione el botón derecho y repita la operación sobre el bloque:

De esta manera es posible observar el comportamiento de las variables más representativas de la UT en gráficos de alta caiidad, además de que se puede seleccionar de acuerdo a las necesidades del usuario la cantidad de señales a graficar, rangos de graíicación y resolución de los mismos en línea (corriendo la simulación); sólo colocando el cursor del mouse sobre el bloque donde se presenta la gráfica y presionando el botón derecho del mouse, de iguai forma se pueden agregar bloques para graíicar otras señales de interés para el usuario.

Configuración de Diferentes Unidades Termoeléctricas

Como se dijo anteriormente (punto 2.2.1 del capítulo 2), los módulos en que se ha dividido el modelo matemático de la UT representan fisicamente un elemento de la planta (tal como el domo, el recalentador, etc.). De esta manera la configuración de diferentes UT’S implica eliminar o agregar módulos ya sea de proceso y/o de control. Debido al alcance de este trabajo de tesis sólo se prueba una conliguraci6n de UT. A continuación se propone un método para realizar una configuración más de UT, utilizando como plataforma el simulador desarrollado en este trabajo.

Otra configuración muy común de UT es aquella que no incluye turbina impulsora de la bomba del agua de alimentación al generador de vapor (módulo flujagal.agual), sino un sistema variador de velocidad para controlar la velocidad de la bomba del agua de alimentación al generador de vapor, el proceso de configuración de esta UT que se propone es el siguiente:

1 Considerando que el usuario cuenta con el modelo matemático del variador de velocidad, éste podría tomar como ejemplo el o los módulos a sustituir (archivos: flujagalx y bbagualm.c (programas fuente en lenguaje C), flujagal.def y bbagualm.def (programas necesarios para bgar los programas fuente), flujagal.vsm y bbagualm.vsm (archivos ejecutables por VisSim)), y awiliándose del esquema general de simulación, mostrado en el capitulo 3 punto 3.3.2, elaborar el o los nuevos módulos.

A continuación se muestran los programas necesarios para generar los DLL’s que VisSim ejecuta al realizar la simulación de los archivos flujagal.vsm y bbagualm.vsm o de toda la UT.

153


Programa fuente “flujagal.c” en lenguaje C del módulo “flujagal.vsm”

I** Módulo Turbina Impulsora de la Bomba del Agua de Alimentación al Gen. de Vap. ***I

/*** Formulación del Código ***/

#include <windows.h> #include “vsuser.h” #include <stdio.h> #include <math.h>

/************ Código en C que es la base para el DLL

void PASCAL EXPORT agua1 (param,inSig, outsig) double far inSig[],FAR outSig[],FAR param[];

******t*.t*t/

{ float afv,afv2,nbp,nbp2,nfp,nfp2,pbpo,pdes,pdrs,pfpo,pfv~pfvo,phhd,phho,\

rdew,reco,wfp,wfp2,wfwfw,wfw2,wry,wsy,kl bp,k2bp,k3bp,kl fp,k2fp,k3fp,\ kfec,kfv,kfhh,knbpr,kwfpx,zI ,Z2,~,z4,25,~6,z7,z8,z9,zl0,zl I ,zl2,\ z13,z14,zl 5,z16,z17;

I afv=inSig[O];

pdes=inSig[2]; pdrs=inSig[3]; reco=inSig[4]; rdew=inSig[5]; wry=inSig[6];

nfp=inSig[ I];

wsy=inSig[7];

I***

kl bp=param[O]; k2bp=param[l]; k3bp=param[2]; k l fp=param[3]; k2fp=param[4]; Wfp=param[S]; kfec=param[6]; kfbh=param[7]; kfv=param[8]; knbpr=param[9]; kwfpx=param[ 1 O];

***I ,*** Entradas

Parámetros ***/

154


/** Salidas del Módulo **/

nbp=knbpr*nfp; nbpZ=nbp*nbp; nfp2=nfptnfp; afv2=afv*afv, zl=kwfpx+wry+wsy; z2=kfv/(afvZ*rdew); z 3 = W r d e w ; z4=kfec/reco; z5=klfp/rdew; zá=klbp/rdew;

zS=k2bp*nbp; z9=Hfp*nfpZ*rdew; z l O=k3bp*nbp2*rdew; z l i=d+z3+24; 212=25+26; z13=z7+28; zl4=~9+zlO+pdes-pdrs;

z16=2*~11*21+213; z17=z14-z1 I*zl*zl; wfp=(z16+~qrt(~16*z16+4*z15*z17))/(2'215);

z7=k2fp*nfp;

215=211-212;

wfw=wfp-z 1; WfPZ=WfP*WfP; wfw2=wfw*wfw, pbpo=pdes+z6*wfpZ+z8*wfp+zl O; pfpo=pbpo+z5*WfP2+~7*wfp+~9; pfvO==fpM2*wfw2; phho-l>fvO-z3*wfw2; pfvd=pfpo-pfvo; phhd=pfpo-phho;

I***

outSig[O]=pfpo; outSig[ l]=pfid; outSig[2]=pfio; outSig[3]=phhd; outSig[4]=phho; outSig[5]=wfp; outSig[6]=wfw;

Salidas ***I

155

Apéndice D Manual del usuario

/***

I** Ecuación de Estado * */ /* Ninguna */

Variable de Estado ***I

/* Ninguna */

I************ Definición del numero de parám.&os ***********I

long FAR PASCAL EXPORT aguaPA@Count) short FAR *pCount; {

1

*pCount= 1 1 ; I* número de parámetros *I return((*pCount)*sizeof(double)) ;

/*************** Valor Inicial de los parám.&os *************I

void FAR PASCAL EXPORT aguaiPI(D0üBLE *param)

I param[0]=-2.63447E-3; param[ 1]=200.721 E-6; param[2]=99.9049E-6; param[3]=-57.30 12E-3; param[4]=959.4371E-6; param[5]=203.8473E-6; param[6]=3.878 12 1E-3; param[7]=4.7469E-3; param[S]= 1.172 1 E-3; param[9]=0.333333; param[ 10]=19.6677;

1

I********* Insírucción Necesaria para Cambiar los Parámeiros *********I

#pragma argsused char FAR* PASCAL EXPORT agualPC (DOUBLE *param) {

} return "kl bp;k2bp;k3bp;kl fp;kzfp;Wfp;kfec;kthb;kfv;knbpr;kwfpx";

156


I********* Instrucciones Necesarias para Crear el DLL ********/

# p r a m argsused int DLLInst;

int FAR PASCAL EXPORT LibMain(hInstance,wDataSeg,cbHeapSize,lpszCmdLine) HINSTANCE hinstance; WORD wDataSeg, cbHeapSize; LPSTR IpszCmdLine;

{

1

DLLInst =hinstance; return TRUE;

#pragma argsused int FAR PASCAL EXPORT WEP (param) {

1 retuni 1;

Programa “flujagal.def“ necesario para ligar el programa fuente uflujagal.c” y generar el DLL “flujagaLagual”

I********* Programa Flujagal.def ********/

LIBRARY flujagal DESCRIPTION ‘VisSim DLL’ EXETYPE WINDOWS CODE PRELOAD MOVABLE DISCARDABLE DATA PRELOAD MOVABLE SINGLE HEAPSIZE 4096

EXPORTS WEP @2 RESIDENTNAME

agua1 @3 agualPA @4 agualPI @5 agualPC @6 LibMain @7

157


Programa fuente “bbagualm.cn en lenguaje C del módulo “bbagualm.vsm”

I*** Módulo Bomba Principal del Agua de Alimentación al Generador de Vapor ***I

/*** Formulación del Código **e/

#include <windows.b #include “vsuser.h” #include <stdio.h> #include <math.h>

I************ Código en C que es la base para el DLL ************/

void PASCAL EXPORT agualm (parq ins ig , outSig) double far inSig[],FAR outSig[],FAR param[];

{ float d-nfp,hcro,hfpo,hftl,hfto,hsso,mwfpl,nfp,efp,efl,pdes,pfpo,rdew,\

tfpo,tf$,wfp,wssx,~,k4fp,k5fp,k6fp,kj,kjfpe,kl44;

***/ /*** Entradas

hcro=inSig[O]; hsso=inSig[ 11; nfp=inSig[2]; pdes=inSig[3]; pfpO=inSig[4]; rdew=inSig[5]; wft=inSig[6]; wfp=inSig[7]; wssx=inSig[8];

/*** Parámetros ***/

kl44=param[O]; hh==aram[ 11; k4fp=param[2]; k5fp=param[3]; k6fp=param[4]; kj=param[5]; kjfpe-~aram[61; efl=param[7];

158


I** Salidas del Módulo **I

efp=k4fp*wfp*wfpl(rdew*rdew)+k5fp*nfp*wfplrdew+k6fp*nfp*nfp; hfpo=9024.90+0.11479*pfpo-90.346*rdew-2.0528E5/rdew-1.8098E-3*pfpo*rdew; tfpo=-l268.8+82.7 14*rdew+0. 1030 1 *pfpo-l.4744E-3*pfpo*rdew-0.97073*pow(rdew,2)\

-1.80 1 E-6*~0w@fp0,2)+459.67;

I* Cálculo del Par de la Turbina Impulsora de la Bomba Principal del agua de Alimentación *I

if(WSSX>O)

else

mwfpi=wft*(hfti-hfto)*eft*kj; tfpl=mwfpl/nfp;

hi?l=hsso;

hftl=hcro;

/e**

outsig[o]=hfpo; outSig[ l]=tfpo;

Salidas ***/

I** Ecuación de Estado **I

d_nfp=(tfpl-wfp*k144*@fp~pdes)/(efp*rdew*nfp))/kjfpe;

/tt* Variable de Estado

outSig[Z]=d-nfp;

I

***I

I************ Definición del número de parámetros ***********l

long FAR PASCAL EXPORT agualmPA(pCount) short FAR *pCount;

*pCount=8; I* número de parámeiros *I {

return(( *pCount)*sizeof(double)) ;

159


void FAR PASCAL EXPORT agualmPI(D0UBLE *param)

{ param[0]=144; param[ 1]=1059; param[2]=- 1.73 576 1 E-3 ; param[3]=129.3779E-6; param[4]=548.9264E-9; param[5]=778.17; param[6]=2 161.7; param[7]=1 .O;

I********* Instrucción Necesaria para Cambiar los Parámetros *********/

#pragma argsused char FAR* PASCAL EXPORT agualmPC (DOUBLE *param) {

1 return "kl44;hfio;k4fp;k5fp;k6fp;kj;kjfpe en 1b*ftA2\;eft";

/*********Instrucciones Necesarias para Crear el DLL********/

#pragma argsused int DLLInst;

int FAR PASCAL EXPORT LibMain@nstance,wDataSeg,cbHeapSize,lpszCmdLhe) HINSTANCE hinstance; WORD wDaiaSeg, cbHeapSize; LPSTR IpszCmdLine;

{ DLLInst =hinstance; return TRUE;

I #pragma argsused int FAR PASCAL EXPORT WEP (param) {

I retuni 1;

160


Programa “bbagualm.def’ necesario para ligar el programa fuente “bbagualm.c” y generar el DLL “bbagualm.agualm”

LIBRARY bbagualm DESCRIPTION ‘VisSim DLL’ EXETYPE WINDOWS CODE PRELOAD MOVABLE DISCARDABLE DATA PRELOAD MOVABLE SINGLE HEAPSIZE 4096

EXPORTS WEP @2 RESIDENTNAME

agualmPA @4

agualmPC @6

agualm @3

agualmPI @5

LibMain @I

1 Después de obtener el o los nuevos programas fuente (extensión .c) y los necesarios para ligarlos (extensión .deI), se pueden generar el o los DLL’s correspondientes; para ello se requiere de un compdador: Microsoft C o Borland C*. El proceso para obtener un DLL ejecutable por VisSirn utilizando un compilador Borland C* [Borland C*, 19931 es el siguiente:

a) En la ventana principal de Borland C” abra el submenu Project y seleccione New project

161


b) A continuación indique la ruta donde desee colocar el DLL que se obtendrk además de las características del mismo, que deben ser las que se muestran en la siguiente figura.

c) En la ventana principal de Borland C" abra el submenu Options, seleccione Project options e indique la ruta de los archivos fuente y de salida.

"1 62


d) En la ventana principal de Borland C" abra el submenu Project, seleccione Build all y espere a que el compilador concluya la elaboración del archivo ejecutable por VisSim (.dil), sin errores, con lo cual se tienen las herramientas necesarias para la realización en diagrama de bloques del simulador de la etapa de la UT que se haya modelado.

3 Finalmente se pueden copiar, renombrar y editar [VisSim, 19941 el o los módulos flujagal.vsm y bbagualm.vsm (mostrados en el capítulo 3, punto 3.4 en página 58), para obtener el o los nuevos módulos y tener así una nueva configuración de UT a partir de la plataforma desarrollada en este trabajo de tesis.

Proceso para agregar o eliminar módulos

Para que VisSim reconozca y sea capaz de simular un módulo a partir de un DLL compilado en Borland C* porland C", 19931, y en caso de que el compilador no se encuentre instalado en la computadora personal utilizada, es necesario cargar el archivo bc40rtl.dU en el subdirectorio de VisSirn en que se esté trabajando.

163

. --


El proceso para eliminar y agregar módulos ai simulador consiste en:

1 Para eliminar módulos, accese al nivel del simulador en que se encuentre el módulo que desee eliminar (ejemplo flujagal.agual), presione y mantenga el botón izquierdo del mouse cubriendo toda el área que incluya los bloques que desee eliminar, en el submenu Edit seleccione Cut y se habrá completado la operación.

2 Para agregar módulos, estando en el nivel deseado del simulador, en el submenu Blocks seleccione UserFunction y coloque el cursor del mouse sobre el bloque UserFuncrion y presione el botón derecho, a continuación introduzca el nombre del DLL (ejemplo flujagal) y el nombre de la función base (agual), tal como se muestra a continuación.

Ai terminar seleccione Ok y el DLL ha sido reconocido por VisSim.

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cenidet Ramon Lizar… · precompiladas de funciones que son ilamadas al ejecutarse la simulación...

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