díaz rodríguez reidel y serrano roque alain

Instituto Superior Politécnico

José Antonio Echeverría

ccccujaeujaeujaeujae

Facultad de Ingeniería Eléctrica

Especialidad Automática

Título

Mejoras en la automatización del sistema de Mejoras en la automatización del sistema de Mejoras en la automatización del sistema de Mejoras en la automatización del sistema de

purificación de fuel oil de los Grupos Electrógenos purificación de fuel oil de los Grupos Electrógenos purificación de fuel oil de los Grupos Electrógenos purificación de fuel oil de los Grupos Electrógenos

HYUNDAI de 1.7 MWHYUNDAI de 1.7 MWHYUNDAI de 1.7 MWHYUNDAI de 1.7 MW

Tesis para optar por el título académico de Ingeniero en Automática

Autores

Reidel Díaz Rodríguez

Alain Serrano Roque

Tutores

Héctor J. Garcini Leal

Ivón O. Benítez González

Ciudad de la Habana, 2008

ii

La mayor parte de las ideas fundamentales de la ciLa mayor parte de las ideas fundamentales de la ciLa mayor parte de las ideas fundamentales de la ciLa mayor parte de las ideas fundamentales de la ciencia son encia son encia son encia son

esencialmente sencillas y, por regla general, pueden ser esencialmente sencillas y, por regla general, pueden ser esencialmente sencillas y, por regla general, pueden ser esencialmente sencillas y, por regla general, pueden ser

expresadas en un lenguaje comprensible para todos. expresadas en un lenguaje comprensible para todos. expresadas en un lenguaje comprensible para todos. expresadas en un lenguaje comprensible para todos.

Albert Einstein.Albert Einstein.Albert Einstein.Albert Einstein.

iii

DECLARACIÓN DE AUTORIDADDECLARACIÓN DE AUTORIDADDECLARACIÓN DE AUTORIDADDECLARACIÓN DE AUTORIDAD

Por este medio damos a conocer que somos los únicos autores de este Trabajo de

Diploma y autorizamos al Instituto Politécnico José Antonio Echeverría, así como a la

Unión Eléctrica de Cuba, a que hagan del mismo, el uso que estimen pertinente.

____________________

Alain Serrano Roque

____________________

Reidel Díaz Rodríguez

____________________

Tutor Msc. Hector J Garcini Leal

____________________

Tutor Ing. Ivon O. Benítez González

iv

DEDICATORIADEDICATORIADEDICATORIADEDICATORIA

A nuestras familias, en especial a nuestros padres y hermanos.

v

AGRADECIMIENTOSAGRADECIMIENTOSAGRADECIMIENTOSAGRADECIMIENTOS

Aprovechamos este pequeño espacio para agradecer a todas aquellas personas que de

una forma u otra han influido positivamente en la realización de este trabajo y a nuestra

formación como ingenieros.

Yo, Alain Serrano Roque agradezco infinitamente a mí madre Angela y mi padre Martín

por su ayuda, por su confianza y por estar siempre pendientes de mí, a mi novia

inseparable Suset, siempre presente y apoyándome en todo momento, a mis hermanos

que aunque no lo crean también me ayudaron, ya que me hicieron despejar la mente en

momentos de estrés, a mi abuela María que siempre ha sido paciente conmigo, a mis tíos

y tías, a mi suegra, mi suegro, mi abuelita Hilda y a todos mis familiares en general. A mis

compañeros de estudios y mis amigos que siempre me dieron un consejo oportuno, a mi

amigo Reidel por toda su ayuda profesional, dedicación y perseverancia para que esta

tarea culminara satisfactoriamente.

Yo, Reidel Díaz Rodríguez agradezco a toda mi familia por la confianza y el apoyo

inmenso que he recibido durante mis años de estudios, a mis padres: Iliana y Reynaldo

por llenar mi vida de amor y dedicación, a mis abuelos por estar siempre al tanto de todo,

a mi hermano Raydel por ayudarme con las tareas de la casa y a mi novia Yeny por su

apoyo y comprensión durante el desarrollo de esta obra. A mis compañeros de estudio por

sus atenciones en los momentos más difíciles, a mi amigo Alain por su apoyo y

consagración infinita, a los que estuvieron y ahora no están; y a todas las personas que

desde mi niñez, han contribuido en mi aprendizaje, formación vocacional y profesional.

Un agradecimiento especial a nuestros tutores Ivón O. Benítez y Hector J. Garcini por

sus sabias indicaciones en el desarrollo de este trabajo y a los profesores del

departamento de Automática que nos brindaron sus experiencias. También queremos

agradecer a todas las personas que de alguna forma u otra nos ayudaron en este trabajo,

nombrarlos a todos sería muy extensivo, pero si deseamos mencionar algunos: los

trabajadores de Gedich especialmente a Luis Manuel Castillo por su apoyo y por toda la

ayuda brindada, a los operarios y demás trabajadores del grupo electrógeno de “Apolo”, a

Arles y Dayan de la UNE por sus atenciones, a los compañeros Rogelio y María de la

empresa INEL, al compañero Luis Miguel Fernández por dedicarnos su preciado tiempo, a

nuestros amigos Pavel y Yusleidi por ayudarnos en estos momentos finales.

vi

RESUMEN RESUMEN RESUMEN RESUMEN

El presente trabajo de diploma pretende aportar los conocimientos elementales acerca del

funcionamiento de las separadoras centrífugas Mitsubishi SelfJector Genius series,

encargadas de extraer las impurezas del fuel oil y del aceite lubricante de los motores

generadores de los grupos electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW instalados en la capital del

país. Las innumerables fugas del fuel oil que se producen en las purificadoras SJ-G series

han llevado a considerar una modificación del sistema de control de la temperatura de este

combustible. Sin pretender ser exhaustivo en el estudio, pero considerando los aspectos

más relevantes en las mediciones experimentales, se ha obtenido un modelo matemático

que describa, dentro de las limitaciones de cualquier teoría científica, la realidad de este

proceso tan complejo; lo cual ha posibilitado el diseño de un sistema de control apropiado

para alcanzar la viscosidad óptima de purificación y reducir las fugas de fuel oil. También

se exponen las especificaciones técnicas de la instrumentación instalada en el sistema de

purificación y los procedimientos para su calibración.

vii

ÍNDICEÍNDICEÍNDICEÍNDICE

INTRODUCCIÓN..................................................................................................................1

CAPÍTULO 1. Basamento teórico del funcionamiento de las separadoras centrífugas........6

1.1 Consideraciones generales de las separadoras centrífugas. .........................................7

1.1.1 Principios y teorías de la sedimentación. .................................................................7

1.1.2 Sedimentación gravitatoria.......................................................................................8

1.1.3 Sedimentación centrífuga. .....................................................................................11

1.1.4 Capacidad de un sedimentador centrífugo. ...........................................................12

1.2 Clasificación de las centrífugas. ...................................................................................13

1.3 Separadora centrífuga de platos. .................................................................................16

1.3.1 Interfase y Discos de gravedad..............................................................................19

1.3.2 Líquido de sello hidráulico......................................................................................21

1.4 Campo de aplicaciones en procesos industriales.........................................................21

1.4.1 Química, farmacia y biotecnología. ........................................................................22

1.4.2 Recuperación de grasas y aceites. ........................................................................22

1.4.3 Industria láctea.......................................................................................................23

1.4.4 En procesos de Aceites Minerales. ........................................................................23

1.4.5 Industria Naval. ......................................................................................................23

1.4.6 Energía. .................................................................................................................24

1.4.7 Industria petrolera. .................................................................................................24

1.5 Fabricantes...................................................................................................................25

CAPÍTULO 2. Las purificadoras SAMGONG-MITSUBISHI SELFJECTOR GENIUS

SERIES (SJ-G series). .......................................................................................................26

2.1 Grupos Electrógenos de fuel oil....................................................................................27

2.1.1 Subsistema de generación de electricidad.............................................................28

2.1.2 Subsistema de tratamiento de agua.......................................................................29

2.1.3 Subsistema de generación de vapor......................................................................29

2.1.4 Subsistema de generación de aire.........................................................................29

2.1.5 Subsistema de preparación de combustible. .........................................................29

2.2 Descripción de la purificadora SelfJector Genius Series (SJ-G series). .......................30

2.2.1 Purificadoras SJ-G series. .....................................................................................31

viii

2.2.2 La válvula cilíndrica de 3 vías. ...............................................................................31

2.2.3 Unidad de válvulas solenoides para la operación del agua. ..................................32

2.2.4 La válvula solenoide de 3 vías. ..............................................................................32

2.2.5 La bomba de succión..............................................................................................32

2.2.6 El multimonitor (MM). .............................................................................................32

2.2.6.2 La función del detector de descarga. (DD: Discharge Detector)......................33

2.2.6.3 La función del detector de agua. (WD: Water Detector) ..................................33

2.2.6.1 La función de monitoreo de fuga de HFO/LO. (LM: Leakage Monitor). ...........34

2.2.7 El calentador de HFO/LO.......................................................................................34

2.2.8 El panel de control KT-PFC-A................................................................................34

2.2.9 Motor......................................................................................................................36

2.3 Estructura de la purificadora SelfJector Genius Series (SJ-G series). .........................36

2.3.1 El Embrague de fricción .........................................................................................37

2.3.2 La Bomba centrípeta..............................................................................................38

2.3.3 El rotor. ..................................................................................................................38

2.3.4 El dispositivo de suministro de agua......................................................................39

2.4 Modos de operación. ....................................................................................................40

2.4.1 Purificación. ...........................................................................................................40

2.4.2 Clarificación. ..........................................................................................................41

2.5 Razón de flujo de alimentación.....................................................................................43

2.6 Temperatura de tratamiento. ........................................................................................43

2.7 Procedimiento para la selección del disco de gravedad...............................................44

2.8 Secuencia de operación del proceso de purificación....................................................46

2.8.1 Procedimiento para el arranque.............................................................................46

2.8.2 Procedimiento para la parada. ...............................................................................46

2.8.3 Operación automática del proceso de purificación.................................................47

2.8.4 Las alarmas y las acciones correctivas..................................................................48

2.9 Factores que influyen en la fuga de combustible..........................................................50

CAPÍTULO 3. Modificaciones al sistema de control de la temperatura del Fuel Oil. ..........52

3.2 Medios técnicos del lazo de regulación actual..............................................................53

3.2.1 Intercambiador de placas M6 de Alfa Laval. ..........................................................54

3.2.2 Válvula Termorreguladora......................................................................................55

ix

3.3 Aspectos básicos de la identificación de sistemas .......................................................56

3.4 Identificación del proceso de variación de la temperatura en el calentador de fuel......58

3.4.1 Diseño experimental y su ejecución.......................................................................58

3.4.1.1 Experimentos preliminares. .............................................................................59

3.4.1.2 Experimentos de identificación. .......................................................................62

3.4.2 Preprocesamiento de los datos..............................................................................63

3.4.2.1Análisis de la autocorrelación. ..........................................................................65

3.4.2.2 Análisis de la correlación cruzada. ..................................................................65

3.4.3 Determinación de la estructura del modelo............................................................67

3.4.4 Estimación de los parámetros del modelo. ............................................................68

3.4.4.1 Método de la respuesta transitoria. .................................................................69

3.4.4.2 Método de estimación utilizando Matlab..........................................................70

3.4.5 Validación del modelo. ...........................................................................................71

3.5 Ajuste de los valores del controlador del lazo de temperatura. ....................................74

3.6 Ajuste fino de los valores del controlador del lazo de temperatura...............................77

3.7 Validación de los parámetros del controlador...............................................................79

3.8 Modificaciones al sistema de control de temperatura del combustible. ........................81

3.9. Parametrización del PID de control de temperatura en el PLC. ..................................84

CAPÍTULO 4. Instrumentación del sistema de purificación de los Grupos Electrogenos

HYUNDAI de 1.7 MW. ........................................................................................................87

4.1 Instrumentación del sistema de purificación en el HTU................................................88

4.1.1 Switch de nivel. ......................................................................................................90

4.1.2 Transductores de presión relativa. .........................................................................91

4.1.3 Transmisor de temperatura Pt100 a la salida de los calentadores de HFO/LO. ....92

4.1.4 Termómetros bimetálicos en el calentador. ...........................................................93

4.1.5 Manómetros de deformación elástica de carátula..................................................94

4.2 Calibración....................................................................................................................96

4.2.1 Procedimientos para la calibración de manómetros de deformación elástica........97

4.2.2 Procedimientos para la calibración de transductores de presión relativa.............100

4.2.3 Procedimientos para la calibración de los termómetros bimetálicos y RTD.........103

CAPÍTULO 5. Análisis ténico económico. ........................................................................107

5.1 Costos. .......................................................................................................................108

x

5.1.1 Participantes: .......................................................................................................110

5.1.2 Otros gastos.........................................................................................................111

5.1.3 Gastos por medios o materiales directos .............................................................111

5.1.4 Costo indirecto, directo y total..............................................................................112

5.2 Precio. ........................................................................................................................112

5.3 Efecto económico. ......................................................................................................113

5.4 Análisis de la relación costo – beneficio. ....................................................................114

CONCLUSIONES.............................................................................................................115

RECOMENDACIONES ....................................................................................................117

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS. ................................................................................118

BIBLIOGRAFÍA CONSULTADA. ......................................................................................121

Anexos..............................................................................................................................122

INTRODUCCIÓNINTRODUCCIÓNINTRODUCCIÓNINTRODUCCIÓN

Con el derrumbe del campo socialista y la desaparición de la URSS, unido a la

intensificación del brutal bloqueo norteamericano, se produce un abrupto corte de los

suministros petrolíferos y se decide iniciar el proceso de asimilación paulatina del uso del

crudo nacional en nuestras plantas. Al cierre del año 2003 se llega al consumo de 2 300

000 t de combustibles nacionales, a pesar de que sus características (alto contenido de

azufre, elevada viscosidad y otros componentes) no eran las especificadas en el diseño.

La utilización masiva de este combustible de mala calidad, los continuos azotes climáticos

y el asenso a niveles exorbitantes del precio del barril de crudo, junto a dos averías casi

consecutivas, en las más importantes unidades del Sistema Electroenergético Nacional

(SEN) que mantuvieron fuera de servicio, primero, a la Unidad No. 2 de la CTE Lidio R.

Pérez de Felton, por tres meses y medio, y luego a la CTE Antonio Guiteras por poco más

de seis meses; trajeron importantes afectaciones a la economía del país y la población

durante el 2004 y el 2005, pues además de su impacto directo afectaron también el plan

normal de mantenimientos de otras unidades del SEN que inevitablemente bajaron

también su disponibilidad. [Material de estudio, 2006]

El gobierno cubano ante esta situación de deterioro en el SEN, comienza a evaluar

alternativas para estabilizar el servicio y responder a un incremento de la demanda. Una

de las opciones, era realizar inversiones en la industria tradicional centralizada que serían

muy costosas y demorarían varios años hasta su puesta en marcha; por estas razones se

opta por desarrollar un programa nacional de generación distribuida que forma parte

de un conjunto de líneas estratégicas de la revolución energética en Cuba. La generación

distribuida (GD) se define como la generación de electricidad en el sitio de uso final, con

instalaciones de capacidad suficientemente inferior a la de las plantas de generación

central, y de forma tal, que permiten su interconexión en cualquier punto de un sistema

eléctrico. [Material de estudio, 2006]

La Unión Nacional Eléctrica (UNE), desplegó en cada provincia una Dirección Integrada de

Proyecto (DIP), la cual tendría la responsabilidad de instalar en las regiones determinadas,

los Grupos Electrógenos (GE): centrales eléctricas distribuidas o las unidades

aisladas de generación. Estas unidades generadoras, tienen una amplia diversidad en

Autores: Reidel Díaz Rodríguez y Alain Serrano Roque

2

cuanto a los fabricantes (HYUNDAI, WASCOR, MAN, MTU), el tipo de combustibles

(diesel, fuel oil, gas, térmicas) y las tecnologías de generación. [Castillo, 2008].

Como parte de la GD se instalan grupos electrógenos en lugares cercanos a las

subestaciones, disminuyendo así las pérdidas en la transmisión y distribución de la

energía eléctrica generada. Los grupos electrógenos se ponen en funcionamiento

rápidamente, lo que sin dudas contribuye al reestablecimiento en un menor tiempo, del

servicio eléctrico de la población y de los objetivos económicos, ante la ocurrencia de

fenómenos atmosféricos, averías y en los momentos de alta demanda en el sistema; con

una disponibilidad superior al 90 % y muy por encima del 60 % de la capacidad de las grandes

plantas termoeléctricas en nuestro actual SEN. Es importante destacar que la distribución

geográfica de estas unidades aisladas fortalece la defensa civil y militar del país.

Una etapa fundamental en el funcionamiento de los GE son los procesos tecnológicos aplicados a la

extracción de las impurezas del combustible y del aceite lubricante que se realizan en las unidades

de tratamiento de combustible pesado, (HTU, por sus siglas en inglés).

La inclusión de los grupos electrógenos como estrategia de generación distribuida

constituye una experiencia novedosa por el carácter masivo que tiene la Revolución

Energética en Cuba y el hecho de no contar con una experiencia previa hacen que su

introducción de manera generalizada se acompañe de la investigación.

El conocimiento científico-técnico del proceso de purificación que se lleva a cabo en los

HTU de los grupos electrógenos HYUNDAI es, desde todos los puntos de vista, deseable

y necesario. No obstante, existen ciertas “limitaciones” para la asimilación por parte de los

operarios, de las cuestiones fundamentales acerca del sistema de purificación; entre las

que podemos mencionar: la existencia de un sólo ejemplar del manual de operación de las

purificadoras, el cual es demasiado extenso (612 págs.) y está redactado en idioma inglés.

En dicho manual no aparece ninguna temática con argumentos físico-matemáticos que

explique la operación básica más importante en el sistema continuo de purificación: “la

centrifugación”; a pesar de que existe una teoría de la sedimentación centrífuga

suficientemente desarrollada, en la cual se basa el funcionamiento de las purificadoras.

Además, llama la atención, la escasa información publicada por el fabricante, acerca de

los medios técnicos de automatización utilizados en el sistema de purificación del HTU.

La fuga o derrame indeseado del combustible durante el proceso de purificación es el

principal problema que se presenta a diario en los emplazamientos de los grupos


3

electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW. Entre los factores que influyen en dicha fuga

predomina como causa fundamental la elevada temperatura del combustible a la entrada

de la purificadora debido a la ineficiencia en el sistema de control de esta variable.

Actualmente el combustible posee altísimos precios en el mercado internacional y su

consumo desmedido ha provocado que su disponibilidad se reduzca; por lo que los

sistemas de control deben jugar un papel activo para lograr un combustible con la calidad

apropiada para la generación de energía eléctrica y a su vez, reducir el volumen de

combustible que se escapa al tanque de acumulación de lodos.

Teniendo en cuenta lo expuesto anteriormente, se plantea el siguiente:

Problema científico:

¿Qué mejoras en la automatización del sistema de purificación de los grupos electrógenos

HYUNDAI de 1.7 MW son necesarias para disminuir las fugas de combustible fuel oil que

se producen en las purificadoras Mitsubishi Selfjector Genius series?

Objeto de estudio:

El sistema de purificación de fuel oil de los grupos electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW.

Campo:

Funcionamiento del sistema de purificación de fuel oil de los grupos electrógenos

HYUNDAI de 1.7 MW.

Objetivos:

1. Identificar los factores que influyen en las fugas de combustible que se producen en

las purificadoras Mitsubishi Selfjector Genius series.

2. Elaborar una propuesta de modificaciones al sistema de purificación de los grupos

electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW para disminuir las fugas de combustible fuel oil

que se producen en las purificadoras Mitsubishi Selfjector Genius series.

3. Confeccionar una instrucción para la calibración de la instrumentación instalada en

el sistema de purificación de fuel oil de los grupos electrógenos HYUNDAI.

Preguntas científicas

1. ¿Cuáles son los factores que influyen en las fugas de combustible fuel oil que se

producen en las purificadoras Mitsubishi Selfjector Genius series?

2. ¿Qué modificaciones son necesarias al sistema de purificación de los grupos

electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW para disminuir las fugas de combustible fuel oil

que se producen en las purificadoras Mitsubishi Selfjector Genius series?


4

3. ¿Cuáles son los procedimientos para la calibración de la instrumentación instalada

en el sistema de purificación de fuel oil de los grupos electrógenos HYUNDAI?

Tareas científicas:

1. Revisar la documentación científico-técnica relacionada con el funcionamiento de

las separadoras centrífugas y el manual de operación y mantenimiento de las

purificadoras Mitsubishi Selfjector Genius series.

2. Elaborar un modelo matemático que describa el comportamiento dinámico del

calentador de fuel oil modelo M6-MFG de Alfa Laval que se encuentra instalado en

el sistema de purificación de los grupos electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW.

3. Diseñar un regulador que mantenga la variable de temperatura del combustible fuel

oil dentro del rango definido para alcanzar la viscosidad óptima de purificación.

4. Elaborar la propuesta de modificaciones al sistema de purificación de los grupos

electrógenos HYUNDAI para disminuir las fugas de combustible fuel oil que se

producen en las purificadoras Mitsubishi Selfjector Genius series.

5. Búsqueda en Internet de las especificaciones técnicas de la instrumentación

instalada en el sistema de purificación de los grupos electrógenos HYUNDAI.

6. Compilación de los procedimientos para la calibración de la instrumentación

instalada en el sistema de purificación de los grupos electrógenos HYUNDAI de 1.7

MW a partir de diferentes fuentes.

Aporte práctico.

• Traducción al español de las operaciones básicas de las purificadoras Mitsubishi

Selfjector Genius series que aparecen en inglés en el manual de operación y

mantenimiento de los grupos electrógenos HYUNDAI. Además se incluyen los

principios teóricos que explican el funcionamiento de las separadoras centrífugas.

• Una propuesta de modificaciones al sistema de purificación de los grupos

electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW, para disminuir las fugas de combustible fuel oil

que se producen en las purificadoras Mitsubishi Selfjector Genius series.

• Elaboración de las instrucciones necesarias para la calibración de la

instrumentación instalada en el sistema de purificación de los grupos electrógenos

HYUNDAI de 1.7 MW a partir de diferentes fuentes.


5

Novedad científica

• Identificación de los factores que influyen en las fugas de combustible que se

producen en las purificadoras Mitsubishi Selfjector Genius series.

• Obtención de un modelo matemático que describe satisfactoriamente el

comportamiento dinámico del calentador de fuel oil modelo M6-FG de Alfa Laval

que se encuentra instalado en el sistema de purificación de los grupos electrógenos

HYUNDAI de 1.7 MW.

La presentación de los resultados de este trabajo se organiza en cuatro capítulos de

contenido científico-técnico:

En el primer capítulo se explican los principios y teorías de la sedimentación centrífuga, los

cuales se consideran el fundamento teórico para el funcionamiento de las separadoras

centrífugas, su clasificación y posibles aplicaciones en los procesos industriales.

En el segundo capítulo se exponen las características generales de los diferentes

subsistemas que conforman los grupos electrógenos de fuel oil HYUNDAI de 1.7 MW. Se

describe el sistema de purificación y la estructura de las separadoras centrífugas de discos

de la serie Selfjector Genius del fabricante Samgong-Mitsubishi modelos SJ-30G/GH, las

cuales se encuentran instaladas en la unidad de tratamiento de combustible pesado de

dichos emplazamientos y constituyen el objeto de estudio del presente trabajo de diploma.

También se expone la secuencia de operación automática del sistema de purificación.

En el tercer capítulo, inicialmente se describen los medios técnicos de automatización del

proceso de interés. Luego se obtiene, a través de los métodos no paramétricos de

identificación de sistemas, el modelo matemático que describe el proceso, se realiza el

ajuste y validación del controlador, así como la propuesta de modificaciones a los medios

técnicos de automatización.

En el cuarto capítulo se muestran las especificaciones de los medios técnicos de

automatización del sistema de purificación y los procedimientos para su calibración.

En el quinto capítulo se realiza un análisis del efecto económico y finalmente se exponen

las conclusiones generales del Trabajo de Diploma, las recomendaciones y las referencias

bibliográficas utilizadas para el desarrollo de la misma. Complementan el trabajo un

conjunto de anexos donde se exponen los programas implementados en Matlab que

incluyen los datos de las mediciones realizadas. Todo ello con el objetivo de no hacer

excesivamente detallada y compleja la lectura de los capítulos principales.

Capítulo 1

Basamento teórico del funcionamiento de las

separadoras centrífugas.


7

La separación de líquidos y partículas insolubles se ha dado en la naturaleza desde que

se formó el universo. Las separaciones que se llevan a cabo lentamente por gravedad

pueden acelerarse en gran medida con la aplicación de una fuerza centrífuga.

La separación centrífuga ha sido una práctica standard dentro de los procesos industriales

por más de cien años, las primeras aplicaciones fueron en la manufactura del azúcar y en

el procesamiento de alimentos, especialmente en la separación de crema de leche. En la

actualidad es muy utilizada para la obtención de productos farmacéuticos, se usa en la

industria del papel para clasificar partículas sólidas como arcillas, caolín, etc. En la

industria de pinturas se separan pigmentos y en suspensión de polímeros.

Al mismo tiempo ha encontrado aplicaciones en procesos químicos convencionales o

corrientes, como cuando en un reactor son separadas fases por centrifugación para

recuperar productos cristalinos ó catalizadores o para remover cuerpos coloreados e

impurezas. Ha sido usada en una variedad de procesos de extracción por solventes, en la

cual el licor madre, solvente y extracto, pueden ser separados uno de otro. También se

purifican aceites, lubricantes, lodos, etc.

La tendencia en separación sólido-líquido es hacia altos niveles de sólidos en los fluidos

de alimentación, lo que se traduce en la necesidad de grandes productividades con bajo

costo de capital por cantidad de producto final, esto sumado a los nuevos requerimientos

medioambientales, favorecerá, en la mayoría de las aplicaciones, a la separación

centrífuga sobre otras técnicas de separación alternativas tales como la filtración mecánica,

la sedimentación gravitatoria, etc.

1.1 Consideraciones generales de las separadoras centrífugas.

En muchos aparatos industriales la fuerza centrífuga se utiliza en lugar de la fuerza de

gravedad para la separación de fases. Entre ellos, se conoce como centrífugas a los

aparatos mecánicos que producen una fuerza centrífuga por medio de la rotación de una

de sus partes. [Perry, 1998].

1.1.1 Principios y teorías de la sedimentación.

La separación sólido-líquido puede basarse en la retención de las partículas en un medio

filtrante, proceso al cual se le denomina filtración, no siendo necesaria la existencia de una

diferencia de densidades entre el sólido y el líquido. En cambio la separación líquido-


8

líquido y la separación líquido-líquido-sólido sólo puede basarse en la diferencia de

densidades entre los líquidos, y de estos con el posible sólido presente, en este caso

aparece la denominada sedimentación. [García, 2000]. En la Tabla 1.1 se muestran los

diferentes tipos de separación:

Tabla 1-1. Tipos de separación.

Tipo de separación Filtración

(Sólido-Líquido) Sedimentación

(Líquido-Líquido con o sin Sólidos) Clarificación Espesamiento Purificación Concentración

Objetivo: Lograr

un efluente puro

libre de partículas

sólidas.

Objetivo: Obtener

una suspensión con

mayor contenido de

sólidos.

Objetivo: Lograr

la fase ligera

libre de fase

pesada.

Objetivo: Aislar

la fase pesada

de la fase

ligera.

1.1.2 Sedimentación gravitatoria.

En la Fig. 1-1 se presenta un tanque sedimentador gravitatorio (sólo bajo la condición

estática), donde la fase sólida estará constituida por partículas de diferentes diámetros

suspendidas en un líquido, cuyo movimiento estará gobernado por la resultante de tres

fuerzas: Fuerza de arrastre (Fa), Fuerza de empuje (Fe) y el Peso (P).

Fig. 1-1 Esquema representativo de la sedimentación gravitatoria.

Inicialmente las partículas que pudieran haber estado en reposo comenzarán a caer hacia

el fondo del recipiente con una velocidad creciente; simultáneamente la fuerza de arrastre

irá creciendo, hasta que la suma de esta, con la fuerza de empuje, se iguale con el peso,


9

alcanzando una fuerza neta igual a cero, y por ende las partículas dejarán de estar

aceleradas continuando su caída con velocidad uniforme.

Esta velocidad de sedimentación gravitatoria (Vg) se calcula mediante la Ley de Stokes a

través de la Ec. 1.1:

2∆ρ×d

Vg = g18µ

(1.1)

donde:

∆ρ : Diferencia entre la densidad de la partícula y el medio [Kg/m3].

d : Diámetro de la partícula [m].

µ : Viscosidad del medio [Kg/m.seg].

g : Aceleración de la gravedad [9.81 m/seg2]

El tiempo de residencia del líquido en el tanque se obtendrá dividiendo el volumen del

tanque (V) entre el flujo de salida (Q), así:

V A×ht = =

Q Q (1.2)

donde:

A: Área de sedimentación [m2].

h: Altura del tanque [m].

Durante el mismo tiempo, las partículas de diámetro mínimo deberán caer en el fondo del

tanque sedimentador, según la Ec. 1.3:

lim

ht =

V (1.3)

Estableciendo que la velocidad límite de sedimentación (Vlim) estará dada por aquellas

partículas de diámetro mínimo que podrán ser retenidas bajo las condiciones de operación

del sedimentador.

Igualando las ecuaciones 1.2 y 1.3, obtenemos:

lim

A×h h=

Q V

Luego:

limQ = V ×A (1.4)


10

De esta ecuación se puede inferir dos conclusiones importantes:

La altura del tanque no influye en la capacidad clasificadora del sedimentador.

La capacidad es directamente proporcional al área del sedimentador.

Por ende, sobre la base de lo expuesto se puede incrementar el área colocando N placas

horizontales; (ver Fig.1-2) entre las cuales se forman canales separados entre sí por la

distancia h1. [García, 2001].

Fig.1-2 Sedimentador de placas paralelas.

De esta forma la capacidad del sedimentador sería:

limQ = V ×n×A (1.5)

Con esta solución, los canales entre las placas horizontales pueden obstruirse con el

sedimento, lo cual puede preverse si se inclinan dichas placas (Ver Fig. 1-3) de esta

manera el sedimento se desliza por las placas debido a la influencia de la gravedad y se

colectan en el fondo del sedimentador. No obstante, se debe destacar que la separación

entre las placas debe ser siempre mayor que el diámetro de la mayor partícula a separar.

Fig. 1-3 Sedimentador de placas paralelas.


11

1.1.3 Sedimentación centrífuga.

Si se hace rotar un recipiente conteniendo una cierta suspensión (Ver Fig. 1-4) se genera

un campo centrífugo cuya aceleración no es constante sino que la misma crece con la

distancia de la partícula al eje de giro (r) y con la velocidad angular (ω), de modo que:

2Ac = w ×r (1.6)

donde:

cA : Aceleración centrífuga [m/seg2].

r: Radio de rotación [m].

w: Velocidad angular [rad/seg].

Fig. 1-4 Sedimentación centrífuga.

Como se conoce w = 2×π×N donde N es el número de revoluciones por minutos [r.p.m].

Por tanto la Ec. 1.6 puede adoptar la siguiente forma:

2 2Ac = 4 ×rNπ× × (1.7)

La velocidad de una partícula en el seno de un fluido y dentro de una centrífuga, puede

estudiarse mediante la Ec. 1.1 debidamente modificada, es decir, sustituyendo la

aceleración de la gravedad por la aceleración generada por el campo centrífugo, se

obtendrá la velocidad de sedimentación en el campo centrífugo (Vc). Despreciando,

además, los efectos de la aceleración lineal de la partícula:

2∆ρ×dVc = Ac

18µ (1.8)

Combinando la Ec. 1.1 y Ec. 1.8 se llega a que:

AcVc = Vg

g (1.9)


12

El número de veces que la aceleración centrífuga supera a la aceleración de gravedad se

denomina factor centrífugo (Z) y constituye una medida del poder de separación de una

centrífuga.

En [García, 2001] y [Torres, 2007], se expresa el factor centrífugo como:

2 2 260Ac 4 ( ) ×r

g g

Nw rZ

g

π× × ×= = =

Para el cálculo aproximado puede utilizarse la Ec. 1.10:

2

900

N rZ

×= (1.10)

La velocidad de sedimentación de las partículas será mucho mayor en una centrífuga que

en un campo gravitacional según muestra la Ec. 1.11:

Vc = Vg×Z (1.11)

Por lo que se puede asegurar que las separaciones que se llevan a cabo lentamente por

gravedad pueden acelerarse en gran medida con el empleo de un equipo centrífugo.

1.1.4 Capacidad de un sedimentador centrífugo.

La capacidad de separación de un separador centrífugo se define como el caudal límite de

alimentación (Q) al que puede operarse dicho separador para garantizar la separación de

todas las partículas de diámetro igual o mayor al diámetro límite seleccionado, y se

determina según:

Q = Vc×A (1.12)

Sustituyendo la Ec. 1.11 en la Ec.1.12 obtenemos:

Q = Vg×Z A×

Al producto del factor centrífugo (Z) por el área de sedimentación del separador (A) se le

conoce como Área equivalente (Ae) o Factor Sigma (S), el cual se define como el área que

sería necesaria en un tanque de sedimentación por gravedad, para tratar el mismo

producto con igual alimentación logrando los mismos resultados que en el separador

centrífugo. Por ende:

Q = Vg×Ae = Vg×S (1.13)


13

1.2 Clasificación de las centrífugas.

1) Centrífuga de Sedimentación:

Esta contiene un cilindro o un cono de pared sólida que gira alrededor de un eje horizontal

o vertical. Debido a que la fuerza centrífuga es bastante grande comparada con la de la

gravedad, la superficie del líquido se encuentra paralela al eje de rotación,

independientemente de la orientación de la unidad. Las fases densas "se hunden" hacia

fuera y las fases menos densas “se levantan” hacia dentro. Las partículas pesadas se

acumulan sobre la pared y deben retirarse continua y periódicamente.

2) Centrífugas de Filtro:

Estas operan como el tambor de rotación de una lavadora doméstica. La pared de la

canasta está perforada y cubierta con un medio filtrante, como una tela o una rejilla fina, el

líquido pasa a través de la pared impulsado por la fuerza centrífuga, dejando una torta de

sólidos sobre el medio filtrante. Algunos sólidos compresibles no se filtran bien en este tipo

de centrífuga, a causa de la deformación que sufren las partículas por la acción de la

fuerza centrífuga, por lo que la permeabilidad de la torta se ve reducida considerablemente.

Dependiendo de sí la centrífuga o su parte giratoria tenga una pared sólida, una pared

perforada o una combinación de ambas, [Perry, 1998] estas se clasifican en:

Centrífugas de tazón tubular.

El tazón rotatorio de una centrífuga tubular consiste en un largo tubo hueco suspendido en

un ensamblaje de amortiguación controlada en el fondo. Estas centrífugas son movidas

por un motor de alta velocidad.

La sedimentación toma lugar cuando un fluido fluye desde un extremo del tubo al otro. La

alimentación entra a presión por el fondo del tazón a través de una boquilla de

alimentación estacionaria. El fluido se acelera a la velocidad del rotor y asciende a lo largo

del recipiente en forma de anillo y se descarga por la parte superior. Los sólidos se

sedimentan contra la pared del tazón y se retiran de forma manual cuando la cantidad

reunida es suficiente para perjudicar la calidad del proceso. La capacidad de retención de

sólidos de este tipo de centrífuga es muy pequeña por lo que la utilidad principal es para

sistemas que contienen 1% o menos de sólidos sedimentables. En muchos casos la

separación no es completa y se debe pasar el material varias veces a la máquina. Las

centrífugas tubulares son usadas mayormente cuando se requieren altos requerimientos

de centrifugación. En general, se utilizan en la purificación de lubricantes usados y otros


14

aceites industriales; en la clarificación y purificación de productos alimenticios tales como:

aceites esenciales, extractos y jugos de fruta; y en las industrias bioquímica y farmacéutica

para la separación de líquidos inmiscibles que no pueden ser separados por gravedad.

Centrífugas de cámaras múltiples.

Este diseño es una modificación de las centrífugas de tazón tubular. El tazón consiste en

una serie de secciones tubulares cortas de diámetro creciente, formando un pasaje tubular

continuo de diámetro creciente por etapas. La alimentación se introduce por el tubo de

diámetro menor y se somete a zonas sucesivas de fuerzas centrífugas cada vez mayor,

debido al aumento del diámetro de los tubos. Las partículas más pesadas se depositan en

el tubo de diámetro inferior y las más pequeñas en la región de diámetro mayor.

Se emplean en un sinnúmero de aplicaciones tales como: la clarificación de jugos de

frutas, extractos y cervezas.

Centrífugas de discos

El rotor de este tipo de centrífuga consiste en una pila de discos delgados en forma de

conos truncados. La finalidad de los discos es primordialmente aumentar el área de

sedimentación. El material a centrifugar es introducido al centro y cerca del fondo del

tazón y se eleva a través del montón de discos. La sedimentación toma lugar en dirección

radial en el espacio entre los conos adyacentes, logrando que los sólidos se depositen en

las paredes del tazón. La centrífugas tipo disco usualmente operan en forma continua.

Estas centrífugas son usadas para la separación de líquidos en los cuales el sólido o los

componentes inmiscibles están en bajas concentraciones, como son: la purificación de

aceites lubricantes y combustibles de los motores, y en la refinación de aceites vegetales.

Centrífugas de tazón sólido.

Esta consta de un tazón cilíndrico y/o cónico de paredes sólidas con un eje de rotación

horizontal o vertical que gira a gran velocidad. La alimentación se introduce mediante un

tubo concéntrico hasta un punto apropiado del tazón, la fase líquida busca el nivel de los

orificios en el radio mayor y descarga continuamente por ellos. Un tornillo sinfín dispuesto

a todo lo largo del tazón, cuya velocidad de rotación es distinta a la de este, permite

extraer de forma continua los sólidos que se sedimentan contra las paredes del tazón por

una salida situada en el lado de menor diámetro del cono.

Centrífugas de tamiz o pantalla.


15

Estas centrífugas son una variante de las centrífugas de tazón sólido a las que se le

agrega una sección cilíndrica de tamizado en el extremo menor, el transportador helicoidal

o tronillo sinfín es continuo en las dos secciones. La alimentación se introduce en la

sección sólida cilíndrica y el efluente se descarga en el extremo mayor. La sección de la

malla proporciona tiempo adicional para que se drenen los sólidos bajo la influencia de la

fuerza centrífuga y un ambiente más eficiente para el lavado de las secciones.

En la Tabla 1-2 se resumen los diversos tipos de centrífugas que son utilizadas en las

diferentes industrias, haciendo referencia a su modo de descarga de líquidos y sólidos, la

velocidad del rotor para retirar los sólidos y capacidades máximas [Perry, 1998].

Tabla 1-2. Clasificación de las centrífugas.

Tipo de rotor

Tipo de centrífuga

Método de descarga del

líquido

Modo de descarga de los sólidos

Veloc. del rotor para el retiro de los

sólidos

Capacidad

Por lotes Ultracentrífuga de laboratorio clínico.

Por lotes Por lotes, manual

Cero 1 ml hasta 6 L.

Supercentrífuga Continuo Por lotes, manual

Cero Hasta 1.26 L/s Tubular

De cámaras múltiples

Continuo Por lotes, manual

Cero Hasta 3.15 L/s

De pared sólida Continuo Por lotes, manual

Cero Hasta 31.5 L/s

De fase ligera Continuo Continuo para sólidos de fase ligera

Suficiente Hasta 1.26 L/s

Toberas periféricas

Continuo Continuo Suficiente Hasta 25.2 L/s

Válvulas periféricas

Continuo Intermitente Suficiente Hasta 3.15 L/s

De discos

Anillo periférico Continuo Intermitente Suficiente Hasta 12.6 L/s

Horizontal de veloc. constante

Continuo Cíclico Suficiente Hasta 1.7 m3

Vertical de veloc. variable

Continuo Cíclico Cero o reducida

Hasta 0.45 m3

Decantador continuo

Continuo Cíclico, con tornillo sinfín

Suficiente Hasta 18.9 L/s

Tazón sólido

De tamiz Continuo Continuo Suficiente Hasta 16.8 L/s

1.3 Separadora centrífuga de platos.


16

En el epígrafe 1.1.2 se explica que la capacidad de un sedimentador puede incrementarse

si se colocan placas inclinadas de manera que se aumente el área de sedimentación, si

esta idea se aplica a un sedimentador centrífugo, obtenemos un separador centrífugo de

platos.

Este tipo de centrífuga consiste en un rotor o tazón que gira a velocidad moderada en una

carcasa estacionaria. En general, el rotor se construye con un espacio cónico para la

acumulación de fangos y un mecanismo hidráulico de apertura y cierre del rotor que

asegura la descarga completa de fangos y sólidos. El rotor tiene gran capacidad para el

almacenamiento de fangos, lo cual proporciona largos períodos de funcionamiento entre

cada apertura del rotor.

Como vemos en la Fig. 1-5, el rotor contiene numerosos discos metálicos con la forma de

cono truncado, muy próximos entre sí, que giran con la cámara y están situados uno

encima de otro guardando una distancia fija entre ellos, distancia que determina el máximo

diámetro de partículas que pudieran entrar en el separador. Los discos tienen uno o más

juegos de agujeros coincidentes, que forman canales por donde fluye la corriente de

alimentación.

Fig. 1-5 Representación de una centrífuga de discos

Los niveles de líquido en el rotor dependen de muchos factores (geometría del rotor,

densidades del líquido, caudales, etc.). Para imaginarse cómo se distribuyen los líquidos

en el rotor, se debe pensar que el rotor está parado y girado 90° (sólo bajo los efectos de

la gravedad). Con estas condiciones, el rotor puede compararse con un depósito de

sedimentación:


17

Fig. 1-6 Comparación de la sedimentación por gravedad y por centrifugación

El líquido a ser tratado se introduce en el rotor por la tubería de entrada y se desplaza hacia

la periferia a través del distribuidor. Cuando este fluido alcanza las ranuras del distribuidor,

sube a través de los canales que forma el paquete de discos, donde se distribuye de

manera uniforme. Bajo la acción de la fuerza centrífuga, la fase densa se desplaza hacia la

pared de la cámara y circula hacia abajo por la parte inferior de los discos; mientras que la

fase ligera se desplaza hacia el centro y fluye sobre las caras superiores de los discos.

Cuando el aceite limpio sale del paquete de discos, fluye a través de varios orificios del

distribuidor y entra en la cámara de evacuación de aceite. Donde, se extrae mediante la

bomba centrípeta de aceite y sale del rotor a través de la salida de aceite.

Antes de descargar los sólidos separados, todo el aceite limpio que está en el rotor, es

desplazado por el agua de reemplazo y por lo tanto, los sólidos se descargan en la fase de

agua, prácticamente sin pérdida de aceite.

El agua separada, los lodos y las partículas sólidas, que son más pesados que el aceite, se

impulsan hacia la periferia del rotor y se recogen en el tanque de lodos.

En [García, 2001] se explica en detalles el efecto de separación que ocurre en los

espacios entre los discos de un paquete de n platos y las dimensiones geométricas

fundamentales se reflejan en la Fig. 1-7.


18

Fig. 1-7 Recorrido de una partícula límite en el canal de separación.

El líquido a procesar entra en el canal por el radio R1 y fluye por el canal hasta salir por el

radio R2. La separación de las partículas tiene lugar en dicho canal.

La velocidad de una partícula en el seno de un fluido y en presencia de un campo

centrífugo, puede estudiarse mediante dos componentes: una perpendicular al eje de giro

debido a la fuerza centrífuga que actúa sobre la partícula, la cual le imprime una velocidad

de sedimentación Vs que la conduce hacia la periferia del rotor; y otra paralela a la

superficie del disco debido a la influencia del flujo del fluido.

Téngase en cuenta que la velocidad del líquido Vc no es uniforme a través de toda la

sección del canal ya que, es tan pequeña a lo largo de la superficie del disco que no afecta

a la partícula.

Estas fuerzas dan como resultado la velocidad Vp, cuya dirección determinará el recorrido

de la partícula hasta ser depositada sobre el disco B-B', luego la partícula se deslizará por

la parte posterior del disco hacia la periferia, subordinada solamente por la fuerza

centrífuga. Por ende aquella partícula que pueda ser depositada sobre el disco B-B' antes

de alcanzar el punto B', será retenida y por tanto separada de la alimentación.

Como se estudió en apuntes anteriores, estas centrífugas se caracterizan por contener en

el rotor un cierto número de platos cónico-truncados superpuestos que aumentan el área

equivalente del separador y por consiguiente la capacidad de separación según la Ec. 1.13.

El Factor Sigma (S) teórico de este tipo de separador se calcula según la siguiente

expresión:

( )2 3 3

1 2

2πS= W ×n×cot

3gr rα × − (1.14)


19

Esta expresión ha sido obtenida a partir de algunas consideraciones ideales tales como:

que el líquido, el cesto y los discos rotan a la misma velocidad angular (no hay

deslizamiento), que no existen corrientes internas, que la velocidad del líquido en la

superficie es nula, entre otras.

Por estas razones los fabricantes de este tipo de separador desarrollan fórmulas

específicas que corrigen la Ec 1.14.

1.3.1 Interfase y Discos de gravedad.

Cuando dos líquidos no miscibles, conteniendo o no sólidos, se someten a un campo

centrífugo, la fase pesada se coloca en la periferia del rotor (ver Fig. 1-8) y la fase ligera se

ubica cerca del centro, formándose una división más o menos cilíndrica entre ambos

líquidos, conocida como interfase.

Fig. 1-8 Representación de la interfase Líquido -Líquido

La localización de la interfase se fija mediante el uso de discos de gravedad (diafragmas o

anillos separadores) de diámetros diferentes que se colocan en la descarga de la fase

pesada, en este caso en la descarga del “agua separada”, aumentando o disminuyendo el

radio de descarga de dicha fase. Con ello se logra que en el rotor quede retenido más

volumen de una fase líquida u otra.

Si la interfase está desplazada hacia la periferia, la fase ligera ocupará una mayor parte

del contenido del rotor y por ello para un determinado flujo de alimentación el tiempo de

residencia será mayor y la fase líquida ligera será mejor purificada, obteniéndose libre de

fase pesada. Por ejemplo en la eliminación de agua del aceite.


20

Si por otro lado, se logra localizar la interfase cerca del eje de rotación, la fase líquida

pesada tendrá más oportunidad para despojarse de la fase ligera, logrando una mejor

concentración. Por ejemplo en el descremado de la leche.

Por lo general la alimentación se realiza lo más cerca posible a la interfase. En el caso de

los separadores de discos ésta se realiza a través de los agujeros de distribución o

conductos ascendentes ubicados en los platos o discos.

Para establecer la posición de la interfase se parte de que la presión hidrostática en un

radio R, en un separador se puede expresar como:

( )2

2 2

o

WP= ρ R - R

2g (1.15)

donde:

Ro es el radio del nivel libre interior del líquido.

ρ = densidad de líquido.

En la interfase, la presión que ejerce cada fase líquida es la misma y por tanto:

( ) ( )2 2

2 2 2 2

i L i L p i p

W WP = ρ R - R = ρ R - R

2g 2g

obteniéndose:

( ) ( )2 2 2 2

L i L p i pρ R - R =ρ R - R

donde:

iR = Radio de la interfase

LR = Radio de líquido ligero

pR = Radio del líquido pesado

Lρ = Densidad del líquido ligero

pρ = Densidad del líquido pesado

Por lo tanto la posición de la interfase será:

2 2

iRp p L L

p L

R Rρ ρ

ρ ρ

−=

− (1.16)

Esta relación indica, que la posición de la interfase (Ri) sólo depende de las densidades de

los líquidos y no de su proporción. [García, 2001], [Torres, 2007].


21

En la práctica, para ejecutar la posición de la interfase se varía la posición de la salida del

líquido pesado (Rp), utilizando los denominados discos de gravedad.

Estos anillos se colocan en la descarga del líquido pesado aumentando o disminuyendo

Rp y como RL por lo general permanece fijo, se influye directamente en la ubicación de la

interfase.

Por lo general se plantea la relación del anillo separador apropiado mediante ensayos de

tanteo y error. Es decir, sometiendo la mezcla a una corrida experimental con un

determinado anillo y en dependencia del resultado y el objetivo cambiar el anillo separador.

Ahora bien, conociendo los parámetros constructivos de la centrífuga a estudiar se crean

gráficas que faciliten la selección del anillo separador más adecuado. Ver el epígrafe 2.7.

1.3.2 Líquido de sello hidráulico.

Como se ha explicado durante la purificación, la interfase debe estar localizada tan cerca

como sea posible de la periferia, pero nunca más allá de Rmax, para evitar pérdidas de

líquido ligero por la descarga de líquido pesado. [García, 2001].

Para garantizar lo anterior, antes de iniciar la alimentación de la suspensión que se va a

procesar, el rotor se debe llenar con líquido sellante el cual forma un anillo cuya cara

interna actuará como sello hidráulico del líquido ligero.

El líquido sellante debe tener las siguientes propiedades:

o Ser insoluble en la fase líquido ligera.

o Ser soluble en el líquido pesado.

o No debe poseer una densidad mayor que el líquido pesado.

o Debe tener mayor densidad que el líquido ligero.

Por lo general el líquido pesado se utiliza como líquido sellante; en caso de que el líquido

a procesar contenga una proporción suficiente de fase líquida pesada (mayor del 25%), no

será necesario emplear líquido sellante ya que el sello hidráulico se formará

automáticamente después de un breve período de iniciada la separación.

1.4 Campo de aplicaciones en procesos industriales.

Los procesos de separación mecánica se encuentran en innumerables aplicaciones de las

industrias para poder ofrecer las mejores respuestas a los distintos desafíos que nos


22

plantea la industria moderna. [Rojas, 2006]. Entre las industrias donde es aplicable la

tecnología de separación se encuentran:

• Química, farmacia y biotecnología.

• Recuperación de aceites y grasas.

• Industria láctea.

En procesos de aceites minerales:

• Industria Naval.

• Energía.

• Industria petrolera.

1.4.1 Química, farmacia y biotecnología.

Frecuentemente la calidad del producto final está ligada a la eficiencia y calidad de las

etapas de separación en un amplio rango de procesos, tales como:

Separación de microorganismos, en procesos de fermentación como levaduras,

vacunas, aminoácidos y enzimas,

Aislamiento y purificación de proteínas, recuperación de antibióticos,

Fraccionamiento de plasma de sangre humana,

Lavado de productos,

Recuperación de catalizadores,

Purificación de soluciones.

La tecnología de separación centrífuga está presente en los procesos de la biotecnología

industrial permitiendo un procesamiento no perjudicial para el medioambiente:

Concentración de biomasa,

Clarificación de jugos cítricos y otras frutas,

Melazas, jugo de caña de azúcar,

Clarificación de mostos cerveceros, cerveza, vinos y vinos espumosos,

Proteína de soja.

1.4.2 Recuperación de grasas y aceites.

Los procesos de recuperación de aceites y grasas modernos, están caracterizados por un

amplio uso de la clarificación centrífuga y técnicas de separación.


23

La importancia del cuidado del medioambiente se unió a las tradicionales demandas de la

industria de productividad y eficiencia, objetivos que sólo se obtienen asegurando una

óptima clarificación y purificación a lo largo de todo el proceso.

Para satisfacer tales demandas, se provee a la industria de equipos individuales o líneas

de procesamiento completas para los siguientes procesos:

Aceite de oliva, aceite de pescado, aceite de hígado,

Harina de pescado, harinas de carnes,

Grasas comestibles, sebo, grasa de lana

1.4.3 Industria láctea.

La tecnología de separación centrífuga es un componente central en este campo,

asegurando el óptimo aprovechamiento de la materia prima.

Clarificación y descremado de leche y suero,

Separación de bacterias,

Descremado de leche fría.

1.4.4 En procesos de Aceites Minerales.

El tratamiento de combustibles y lubricantes, así como el procesamiento de fluidos

industriales representa un verdadero desafío para la industria. Los sistemas integrados de

tratamiento resuelven en un solo y compacto equipo la separación de los contaminantes

presentes en hidrocarburos o aceites minerales garantizando la calidad del producto final.

1.4.5 Industria Naval.

Los sistemas de propulsión basados en motores diesel son los más difundidos en la

industria naval, los sistemas de separación garantizan una adecuada calidad de

combustible y lubricante permitiendo así la máxima potencia, eficiencia y confiabilidad del

grupo propulsor, sin dejar de lado las estrictas normas de protección del medioambiente.

Los sistemas de separación automáticos tienen una capacidad operativa por largos

períodos, operan de forma continua bajo las más duras condiciones de servicio; con

mínima supervisión personal y con intervalos de mantenimiento de entre 8 000 a 16 000

horas.

En la industria naval la separación de fases se utiliza en disímiles procesos:


24

Purificación de gas oil y diesel oil.

Tratamiento de fuel oil.

Purificación de aceite lubricante e hidráulico.

Tratamiento de lodos.

Tratamiento de agua de sentina.

1.4.6 Energía.

Las impurezas presentes en los combustibles tienen importantes y costosas

consecuencias en la operación y mantenimiento de sistemas de generación basados en

turbinas y motores diesel. Con el incremento de la potencia instalada y el alto grado de

sofisticación de los sistemas de generación, el eficaz tratamiento de combustibles y

lubricantes representa una tarea primordial en los sistemas actualmente en servicio.

La remoción de los contaminantes típicos tales como Sodio, Potasio y Vanadio significa un

desafío para los sistemas de separación ya que estos elementos causan corrosión a alta

temperatura y depósitos en los alabes de las turbinas.

La contaminación de aceites lubricantes debe considerarse como un problema a resolver

de fundamental importancia. La presencia de agua, partículas sólidas y rastros de

corrosión pueden incrementar en gran medida los costos de mantenimiento o pueden

llevar en casos extremos a comprometer componentes vitales, provocando paradas

imprevistas de los generadores o turbinas.

Entre los procesos de la industria de generación podemos indicar:

Tratamiento de combustibles para motores diesel y turbinas de gas.

Acondicionamiento y lavado de combustibles de bajo grado.

Tratamiento de lubricantes.

Tratamiento de aguas oleosas residuales.

Tratamiento de lodos.

1.4.7 Industria petrolera.

En la industria petrolera, la separación de fases está presente desde las etapas iniciales

de extracción hasta la posterior refinación. Esta característica y considerando las estrictas

normas actuales de protección al medioambiente favorecen el desarrollo actual y futuro de

sistemas de separación centrífuga.


25

El tratamiento del fluido de perforación con centrífugas es una tarea vital para mantener un

adecuado equilibrio de costos durante la etapa de perforación, permitiendo incrementar la

velocidad y la vida útil de las herramientas de perforación, bajar los costos de fluido y

disminuir el costo de disposición final e impacto ambiental en el yacimiento.

Debido al incremento y las mayores exigencias de las normas de medio ambiente, el

tratamiento de agua de producción representa una necesidad tanto en plataformas como

en yacimientos.

Entre los procesos podemos señalar:

Tratamiento de lodo de perforación.

Tratamiento de slop oil.

Recuperación de petróleo.

Deshidratación de crudo.

Tratamiento de fondos de tanques.

Acondicionamiento de agua de producción y agua de purga.

Separación de finos en plantas de tratamiento de agua de producción.

Purificación y tratamiento de fuel oil, diesel, gas oil, aceite lubricante e hidráulico.

1.5 Fabricantes

Las separadoras centrífugas son en la actualidad de gran utilización en todos los sectores,

bien sea como máquinas individuales o como máquinas integradas en líneas completas de

procesos, por lo que existe gran variedad de fabricantes de estos equipos.

Entre los principales fabricantes de separadoras centrífugas encontramos a ALFA LAVAL

con una excelente tecnología en la centrifugación del aceite de los motores de los grandes

buques; WESTFALIA SEPARATOR AG cuyas separadoras centrífugas presentan una

gran versatilidad, así como un know-how tecnológico, que les permiten utilizarse para los

más diversos cometidos en la tecnología de procesos; también conocida mundialmente se

encuentra FLOTTWEG la cual presenta una amplia gama de productos dentro de las

centrífugas de discos, variando tanto su tamaño como sus capacidades de purificación.

Además se pueden nombrar a SIEBTECHNIK, KRAUS MAFFEI, HENKEL, SEITAL, CEPA,

PENNWALT y otras.

Capítulo 2

Las purificadoras SAMGONG-MITSUBISHI

SELFJECTOR GENIUS SERIES (SJ-G series).


27

2.1 Grupos Electrógenos de fuel oil.

El programa de generación eléctrica distribuida que se desarrolla actualmente en la capital

del país contempla, entre otras acciones, la instalación en diferentes puntos de la ciudad

(ver Fig.2-1), de un conjunto de emplazamientos conformados por grupos electrógenos

estructurados en baterías.

Fig. 2-1 Ubicación de los grupos electrógenos en Ciudad de la Habana.

Los grupos electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW instalados hasta la fecha en Ciudad de la

Habana, pueden variar en cuanto al número de baterías pero mantienen siempre la misma

estructura tecnológica, ver Fig. 2-2. Las baterías están concebidas para generar en

régimen base (funcionamiento continuo las 24 horas del día), empleando como

combustible el fuel oil. Una batería esta compuesta por:

Cuatro motores para la generación eléctrica (MDU),

Una unidad de tratamiento de combustible (HTU),

Un generador de vapor (caldera),

Un cuarto de control eléctrico (ETU),

Una unidad de aire comprimido (AC).

Además se encuentran otras unidades que son comunes para todo el emplazamiento

entre las que se encuentran: el generador de diesel de emergencia, la estación de bombeo

de combustibles, la planta de tratamiento de agua (WTU), los tanques de almacenamiento

de combustibles, y el cuarto de control remoto (RCMS), donde se encuentra la aplicación

SCADA para la supervisión de los procesos, desarrollada con WinCC versión 6.0.


28

Fig. 2-2 Esquema del emplazamiento de los grupos electrógenos de fuel oil.

Un grupo electrógeno HYUNDAI de fuel oil consta de los siguientes subsistemas:

• Subsistema de generación de electricidad.

• Subsistema de tratamiento de agua.

• Subsistema de generación de vapor.

• Subsistema de generación de aire.

• Subsistema de preparación de combustible.

2.1.1 Subsistema de generación de electricidad.

El subsistema de generación de electricidad de una batería está formado por cuatro

motores de combustión interna HIMSEN 9H 21-32 de 1.7 MW y el cuarto de control

eléctrico. Los motores convierten la energía química, producto de la combustión del

material primario, en energía mecánica de rotación; la cual a través del generador eléctrico

es convertida en energía eléctrica, luego por medio de los transformadores dicha energía

eléctrica es transferida al SEN pues estos transformadores posibilitan la sincronización de

los generadores a las líneas de distribución.


29

2.1.2 Subsistema de tratamiento de agua.

En los grupos electrógenos existe una planta de tratamiento de agua, donde se desarrolla

un proceso de ósmosis inversa, esencialmente secuencial que consta de varias etapas y

cuyo objetivo final es obtener un volumen de agua con la calidad requerida. El agua que

ha sido tratada se deposita en los tanques de almacenamiento y se bombea hacia las

diferentes unidades que utilizan esta agua, por ejemplo: la unidad de tratamiento de

combustibles, la caldera y el motor de combustión interna.

2.1.3 Subsistema de generación de vapor.

El subsistema de generación de vapor en una batería consta de una caldera y un tanque

de almacenamiento de agua para la alimentación del domo de la misma. El vapor

generado se envía hacia la línea principal de vapor, donde se distribuye a los tanques de

almacenamiento de combustible y a los HTU, con el objetivo de elevar la temperatura del

fuel oil hasta alcanzar los requerimientos para su bombeo y posterior tratamiento.

Inicialmente, en el arranque de los motores de combustión interna se utiliza el diesel como

combustible, debido a que el fuel oil no tiene la temperatura requerida para su combustión.

Los gases de escape de los motores se utilizan en la caldera para producir el vapor

necesario para calentar el fuel oil y lograr la viscosidad de trabajo; luego se realiza el

cambio de combustible y se comienza a trabajar con el fuel oil, el cual constituye un

combustible mucho más barato que el diesel.

2.1.4 Subsistema de generación de aire.

Este subsistema está compuesto por dos compresores de aire que acompañan a cada una

de las baterías, uno de ellos suministra la presión de aire de alta (3.0 MPa) para el

arranque de los motores y el otro la presión de aire de baja (0.9 MPa) que dota a la batería

de una línea de presión industrial para operar las válvulas neumáticas.

2.1.5 Subsistema de preparación de combustible.

Este subsistema está compuesto por la unidad de tratamiento de combustible (HTU) de

cada una de las baterías del emplazamiento, la estación de bombeo y los tanques de

almacenamiento de los combustibles. El fuel oil se bombea desde dichos tanques hacia el

tanque de settling (sedimentación) que se encuentra en el HTU, luego se purifica en las

separadoras centrífugas SJ-30GH y se envía al tanque de servicio; al pasar por una etapa

de calentamiento y control de viscosidad, puede ser usado por los MDU. El aceite

lubricante de los motores también se purifica en una separadora centrífuga SJ-30G.


30

2.2 Descripción de la purificadora SelfJector Genius Series (SJ-G series).

La Fig. 2-3 muestra la configuración típica del sistema de purificación de las purificadoras

SJ-G series especificadas por Samgong-Mitsubishi.

Fig. 2-3 Configuración del modelo automático GSH-1 (HIDENS) de SelfJector.

1 Purificadoras SJ-G series. CV1 Válvula de alimentación de 3 vías. 2 Unidad de válvulas solenoides. SV4 Válvula solenoide de 3 vías. 3 Multimonitor. V5 Válvula de control de la presión. 4 Bomba de succión. V6 Válvula de ajuste de la presión. 5 Calentador de HFO/LO. V7 Válvula de control del flujo. DD Detector de descarga. V8 Válvula de by-pass WD Detector de agua. V9 Válvula de entrada del agua. LM Monitoreo de fuga de HFO/LO. V10 Válvula de descarga de lodos Nota: El modelo GBC-1 no posee la válvula solenoide SV9.

En la Tabla 2-1se muestran los valores recomendados para la operación:

Tabla 2-1 Valores recomendados para la operación.

Cant. Modo de Operación

Flujo (Kg/h)

Presión (MPa)

Temperatura (ºC)

Consumo de la línea de vapor Calentador de HFO / LO 2 / 1 Continua 145 / 96 0.7 160.6

Consumo de la línea de agua Unidad de válvulas solenoides en las purificadoras HFO / LO 2 / 1 Intermitente 9 / 6.5 0.35 ~ 0.5 Normal

Consumo de la línea de aire Válvula de 3 vías HFO / LO 2 / 1 Intermitente 0.8 / 0.4 0.5 ~ 0.9 Normal


31

2.2.1 Purificadoras SJ-G series.

Las purificadoras SJ-G series incluyen cuatro tipos diferentes de modelos separados

básicamente en automáticos y manuales. Ver Tabla 2-2. [HYUNDAI, 2006].

Tabla 2-2. Características de los modelos de las purificadoras SelfJector.

GBC-1 GSH-1 GAP-11 Manual

Panel de control X X

Panel de alarmas X

Automático X X Unidad de válvulas solenoides para la operación del agua Manual X X

Válvula de alimentación de 3 vías X X X

Válvula solenoide de 3 vías X X X

Monitoreo de fuga (LM) X X X

Detector de descarga (DD) Opcional X

Detector de agua (WD) X

Los modelos automáticos presentan la misma estructura aunque presentan características

con diferentes funciones:

• GBC-1: está provisto de una unidad de tres válvulas solenoides: SV1, SV2 y SV3

para realizar la descarga total de lodos.

• GSH-1: presenta una unidad de cuatro válvulas solenoides: SV1, SV2 y SV3 para

realizar la descarga total de lodos y SV9 para la descarga parcial de lodos.

Cada HTU de los grupos electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW está compuesto por:

o Dos purificadoras de fuel oil modelo SJ30GH del tipo auto-limpiante con descarga

parcial y total de lodos.

o Una purificadora de aceite modelo SJ30G del tipo auto-limpiante con descarga total

de lodos.

2.2.2 La válvula cilíndrica de 3 vías.

La válvula cilíndrica de 3 vías es operada neumáticamente y se encuentra montada en la

tubería de entrada de la purificadora. Cuando se enciende o se apaga el motor, o en la

descarga de lodos, la válvula hace retornar el fluido por la tubería de recirculación. Luego,

durante el proceso de purificación, se encarga de suministrar a la purificadora, el fluido de

alimentación.


32

2.2.3 Unidad de válvulas solenoides para la operación del agua.

La unidad de válvulas solenoides, ver Fig.2-4 incluye una válvula reductora para lograr la

presión del agua requerida en cada purificadora. Cada una de las válvulas solenoides es

accionada por una señal proveniente del panel de control y se encargan de controlar el

flujo de agua para las diferentes operaciones del tazón, como son:

o Apertura del tazón (SV1),

o Cierre del tazón (SV2),

o Agua de sellado y reemplazo (SV3),

o Agua de regulación,

o Agua de lavado.

Fig. 2-4 Unidad de válvulas solenoides

En las purificadoras de fuel oil no se utiliza el agua de regulación ni de lavado. El agua de

sellado impide la fuga de combustible por la salida del líquido pesado (salida del agua

separada) y el agua de reemplazo se encarga de extraer el líquido purificado que se

encuentra en el interior del tazón antes de una descarga de lodos.

2.2.4 La válvula solenoide de 3 vías.

Esta válvula solenoide cambia la posición en dependencia de la señal eléctrica

proveniente del panel de control y actúa mediante el flujo de aire sobre la válvula cilíndrica

de 3 vías.

2.2.5 La bomba de succión.

La bomba de succión se encarga de la alimentación del líquido a procesar, la cual se acopla

directamente en el eje horizontal a través de una junta de seguridad y es accionada por el

motor de la purificadora. El modelo utilizado en ambas purificadoras es el GP30G con una

capacidad máxima de 3600 Lts/hr, succiona desde -4m y entrega hasta 20 m de altura.

2.2.6 El multimonitor (MM).

El multimonitor es un sistema integrado de detección que incluye un display para indicar

los datos operacionales del estado de la purificadora tales como: flujo de alimentación,

temperatura en la tubería de entrada, presión en la entrada y la salida y número de


33

revoluciones del motor. Contiene además un conector serie (RS485) que posibilita la

comunicación con el panel de control. El multimonitor está disponible en tres tipos MM-1,

MM-2 y MM-3, que se seleccionan en dependencia de la configuración del sistema. En la

Fig.2-5 se observan las señales que se envían del panel de control al multimonitor y

viceversa.

Fig. 2-5 Esquema general del multimonitor.

2.2.6.2 La función del detector de descarga. (DD: Discharge Detector).

La descarga normal de fango es acompañada por una caída en la velocidad de rotación

del eje horizontal. Confiando en esta característica, constantemente se monitorea la

velocidad del eje por medio de un sensor de proximidad. La señal de este sensor es

expedida al multimonitor, cuando se determina la no descarga de lodos a través de un

circuito de comparación de datos, se envía una señal de alarma “No-discharge” hacia el

panel de control.

2.2.6.3 La función del detector de agua. (WD: Water Detector)

Esta función es usada sólo en la configuración automática del sistema GSH-1 cuando

operan como clarificadoras y está disponible en dos modelos: uno de presión y otro de

capacidad electrostática (opcional). El diseño de presión constantemente monitorea los

niveles cambiantes de agua acumulada en el tazón por medio de un sensor de presión

provisto en la línea de circulación. Cuando el agua en el interior del tazón ha excedido un

valor predeterminado, la presión en la línea de circulación cae, y el multimonitor envía una

señal al panel de control para efectuar una descarga de fangos.


34

2.2.6.1 La función de monitoreo de fuga de HFO/LO. (LM: Leakage Monitor).

Esta señal de monitoreo detecta la fuga del HFO/LO durante el proceso de purificación ya

sea por la conexión de salida de lodos o por la conexión de salida del líquido pesado,

minimizando así, la pérdida de combustible tratado. En las tuberías de entrada y salida de

la purificadora están ubicados los sensores de presión, los cuales detectan una caída de

presión, cuando la fuga de HFO/LO es bastante pronunciada; inmediatamente se envía

una señal de alarma “Leakage” al panel de control por el multimonitor, se detiene la

alimentación y se desencadena el mecanismo de descarga de lodos; sólo después de

resetear la alarma se puede reiniciar el funcionamiento de la purificadora.

2.2.7 El calentador de HFO/LO.

El calentador de HFO/LO está instalado entre la bomba de succión y la purificadora. Antes

de que el flujo de alimentación sea tratado por la purificadora, debe ser calentado a una

temperatura óptima de trabajo, según la naturaleza y la viscosidad particular del fluido. El

calentador está provisto de una válvula autooperable para controlar la temperatura.

2.2.8 El panel de control KT-PFC-A.

El panel de control diseñado por Samgong-Mutsubishi SELFJECTOR controla

automáticamente el ciclo de purificación del HFO/LO. Cuando ocurre una fuga de aceite o

una falla en la descarga del fango de la purificadora, el panel de control emite una alarma,

se detiene automáticamente el suministro de HFO/LO y se realiza una descarga de lodos.

Este panel se encuentra situado en la puerta del armario de control del HTU y consta

además de un display que permite modificar y monitorear los temporizadores, contadores

y demás variables del proceso (ver Fig. 2-6)

Fig. 2-6 Display de las purificadoras en el panel de control.


35

En la Fig. 2-7 se observa la estructura interna del panel de control, donde se resalta la

conexión de la PT100 al módulo de entrada del KT-PFC-A y la señal analógica de

corriente (4-20 mA) de esta medición de temperatura que ofrece el módulo de salida. Se

observan también las señales de diferentes detectores, así como las señales de alarmas.

Fig. 2-7 Estructura interna del panel de control KT-PFC-A

En la Tabla 2-3 se observan las especificaciones técnicas del panel de control.

Tabla 2-3. Especificaciones técnicas del panel de control (KT-PFC-A).

Tipo KT-PFC-A Alimentación AC 110/220V Consumo de potencia

Controlador de la purificadora (PFC) 55 w Válvulas solenoides (5) 75 w Multimonitor 7 w

Temperatura de operación 0 ºC – 70 ºC Peso 3 Kg Especificaciones del controlador Tipo 8bit Microprocesador Tipo de programa Ensamblador Memoria de programa 8 Kbyte Memoria de datos

RAM 396 bytes EEPROM 256 bytes

Especificaciones in/out analógicas Entradas analógicas (PT100 Ω) Temperatura del HFO/LO (0-200 ºC) Salidas analógicas (4-20 mA ) Temperatura del HFO/LO (0-200 ºC)


36

2.2.9 Motor

El motor de inducción tipo jaula de ardilla con aislamiento de clase F se encarga de

transmitir la potencia a través del embrague de fricción para el eje horizontal, aminorando

la carga de puesta en marcha. Cuando el motor es encendido, inmediatamente alcanza un

valor cercano a la velocidad de trabajo (1770 rpm), acelerando gradualmente el rotor hasta

que este alcance los 10 000 rpm.

Este motor es alimentado con una red trifásica de 480 v de corriente alterna a 60 Hz, con

una potencia de salida de 7.5 Kw (Purificadora HFO) y de 5.5 Kw (Purificadora LO).

2.3 Estructura de la purificadora SelfJector Genius Series (SJ-G series).

La purificadora consta de una sección de proceso y otra de accionamiento, activada

mediante un motor eléctrico, como se muestra en la Fig.2-8.

Fig. 2-8 Estructura general de la purificadora SJ-G series.

El proceso de separación se produce en el interior del rotor giratorio de la separadora que

está montado en la parte superior del eje vertical y gira a alta velocidad en el interior de la

carcasa.

En la sección de accionamiento, la potencia del motor se transmite a través del embrague

de fricción al eje horizontal, incrementando su velocidad más allá de la velocidad del

motor; esta potencia se transmite al eje vertical a través del engranaje espiral montado en

el eje horizontal y del piñón que se encuentra en el eje vertical. Esta sección dispone

también de un cárter de aceite para la lubricación de los cojinetes del eje. Ver Fig.2-9.


37

Fig. 2-9 Sistema de ejes de la purificadora SJ-G series.

2.3.1 El embrague de fricción

Entre el eje horizontal y el motor se proporciona el embrague de fricción usado para el

arranque manso y la aceleración, previniendo que el motor se cargue excesivamente. El

eje motor posee una guía de fricción provista de bloques (zapatas) de fricción y el eje

horizontal tiene una polea de fricción. Ver Fig. 2-10

Fig. 2-10 Embrague de fricción.

El embrague es accionado mediante la fuerza centrífuga provocada por la velocidad del

eje del motor, así cuando las pesadas zapatas de fricción se expanden, lo hacen contra la

superficie interior de la polea de fricción y el poder es transmitido a la polea de fricción.

Normalmente el rotor está diseñado para que logre su velocidad de operación en

aproximadamente de 6 a 8 minutos.


38

Cuando se requiere una parada rápida de emergencia, se accionan las bandas del freno

contra la superficie exterior de la polea de fricción como se muestra en la Fig. 2-11.

Fig. 2-11 Freno de seguridad.

2.3.2 La bomba centrípeta

La bomba centrípeta, ubicada en la cima del rotor, transfiere el aceite limpio desde la

cámara de acumulación del líquido ligero hacia el exterior a través de las tuberías de

salida. Ver Fig. 2-12.

Fig. 2-12 Bomba centrípeta. 2.3.3 El rotor.

El rotor está formado por: la cámara de separación, el distribuidor, el cuerpo del rotor y las

cámaras del líquido pesado (Agua) y ligero (HFO/LO). El distribuidor transfiere

uniformemente el líquido sin procesar de la entrada del tazón hacia la cámara de

separación, la cual está compuesta por el disco tope, el montón de discos y un cilindro

principal. En la periferia del cuerpo del rotor se encuentran dos válvulas pilotos controladas

por la presión de agua que se encargan de regular el deslizamiento del cilindro.


39

2.3.4 El dispositivo de suministro de agua.

El dispositivo de suministro de agua, como se observa en la Fig. 2-13, está provisto en la

parte inferior del tazón para abastecer el agua de operación a cada una de las cámaras de

presión de agua, lo que permite la apertura y el cierre del tazón.

Fig. 2-13 Dispositivo de suministro de agua

El agua de apertura es suministrada por la sección A de la Fig. 2-13 y entra en la cámara

de presión para la apertura del tazón; una parte sale a través de la tobera del conducto de

drenaje y se sigue suministrando agua hasta llenar dicha cámara.

En la apertura del tazón, la presión del agua desliza la válvula piloto hacia el centro del eje,

ver Fig. 2-14a quebrando el cierre hermético del asiento de la válvula, lo que facilita el

escape del agua que mantiene cerrado el tazón. Cuando el agua de cierre del tazón se

retire completamente y ninguna otra fuerza empuje hacia arriba el cilindro, entonces este

desciende debido a la presión en el tazón. Ver Fig. 2-14b.

Fig. 2-14 Mecanismo de descarga.


40

El agua de cierre es suministrada intermitentemente durante el proceso de purificación por

la sección B de la Fig. 2-13; esto se debe a que el agua en la cámara de presión para el

cierre del tazón rota junto con este, por lo que se debe lograr un equilibrio entre la presión

generada por la fuerza centrífuga y la presión del agua para el cierre del tazón.

Fig. 2-15 Mecanismo para cerrar el tazón.

En el mecanismo de cierre del tazón, la fuerza centrífuga actúa sobre el asiento de la

válvula piloto que sella herméticamente la cámara de presión para el cierre del tazón,

luego se llena esta cámara con el agua de operación que empuja el cilindro principal hacia

arriaba cerrando la junta principal de sellado. Ver Fig. 2-15

2.4 Modos de operación.

Las purificadoras SJ-G series pueden trabajar en dos modos de operación: Purificación y

Clarificación. Sin embargo, en los HTU de los grupos electrógenos de fuel oil instalados

hasta la fecha en Ciudad de la Habana, sólo se emplea el modo de purificación, debido al

alto contenido de agua que tiene el fuel oil, el cual se utiliza para los motores de

generación eléctrica. Por estas razones, en este trabajo se obvian algunos detalles del

modo de clarificación, como son: la descarga parcial, el funcionamiento de la válvula SV9

y la función de detección de agua (WD).

2.4.1 Purificación.

La operación como purificador se aplica a una separación en 3 fases: el HFO/LO, el agua

y el fango. Este modo de operación es el más empleado comúnmente

• El límite máximo de la gravedad específica o densidad relativa del fluido a tratar es

de 0.991 a 15 ºC.


41

• Para la operación normal, la interfaz debe estar colocada para dentro de un rango

especificado cambiando el diámetro del disco gravitacional.

• El purificador tiene una conexión de salida del líquido pesado para la descarga

continua del agua separada.

• Antes de introducir el líquido a tratar, se requiere de agua de sellado a fin de que el

líquido no se escape a través de la conexión de salida del líquido pesado.

Fig. 2-16 Operación como purificadora

Cuando el líquido a procesar es introducido por la entrada de alimentación, se reparte a

través del distribuidor hacia la cámara de separación y atraviesa la abertura entre los

discos. Mientras que el líquido pesado (agua) y los sólidos van hacia la periferia, el líquido

ligero asciende por el interior de los discos y es liberado al exterior por la bomba centrípeta,

localizada en el tope del tazón. En la Fig. 2-16 se observa como el agua separada pasa

por fuera del disco tope y fluye por el disco de gravedad, para ser descargada

continuamente a través del impelente del líquido pesado. Los sólidos se expulsan

intermitentemente por la salida de lodos. [HYUNDAI, 2006].

2.4.2 Clarificación.

La operación del clarificador se refiere a una separación en 2 fases: HFO/LO y (agua +

fango).

• La operación como clarificador es recomendada, si la gravedad específica del

líquido a tratar se encuentra entre los 0,991 y los 1.01 a 15 ºC,


42

• Sin distinción de la densidad relativa del líquido a tratar, las series G-HIDENS en

este modo de operación, no necesitan ajuste del disco de gravedad y no requieren

de agua de sellado.

• Durante la operación de clarificación, la conexión de salida del líquido pesado se

emplea para la circulación de una parte del líquido ligero, por lo que no puede ser

utilizada para la descarga continua del agua.

El sistema G-HIDENS como clarificador es diseñado para detectar la acumulación de agua

separada mediante el sensor de presión instalado en la línea de circulación y la descarga

de esta, fuera del tazón. La Fig. 2-17 muestra un corte del rotor de un sistema típico SJ-GH

series en operación como clarificador.

Fig. 2-17 Operación como clarificadora.

El líquido de alimentación es introducido en la zona de separación a través del distribuidor.

Mientras que el líquido pesado (el agua) y los sólidos van a la periferia del tazón, el líquido

ligero se mueve entre los discos y se descarga por medio de los impelentes del líquido

ligero. Una parte del líquido ligero pasa por fuera del disco tope y es devuelto a la entrada

del líquido de alimentación a través de la línea de circulación gracias al impelente de

líquido pesado. Para hacer esta toma, la presión en la línea de circulación a través de

válvula de contrapresión debe ser de 0.1 MPa. Con la llegada del agua acumulada en el

tazón al disco máximo, la circulación de líquido ligero se detiene lo que provoca una caída

en la presión de la línea de circulación. Esta caída de presión (signo de acumulación

máxima de agua en el tazón) es detectada por un sensor de presión, cuya salida es


43

transmitida al multimonitor y como resultado el agua acumulada es expulsada del tazón.

Mientras el agua es normalmente descargada en el modo de descarga parcial, la descarga

total con fango ocurre en dependencia del tiempo transcurrido en la detección del agua.

2.5 Razón de flujo de alimentación.

Una apropiada razón del flujo de alimentación permitirá un funcionamiento eficiente de la

purificadora. En la Tabla 2-4 se muestran los valores de flujo del combustible a purificar,

según el tipo de combustible, la viscosidad del mismo y el modelo del purificador que se

está utilizando.

Tabla 2-4 Valores de flujo de alimentación de las purificadoras SJ30G/GH.

HFO LO Tipo A Tipo C Cross-

head Trunk-piston

mm2/sec a 40 ºC

mm2/sec a 50 ºC mm2/sec a 40 ºC Viscosidad

14 180 380 500 600 700 100 150 SJ30G (L/h) 7800 4500 3200 2550 2250 2050 3550 2950

SJ30GH (L/h) 7800 4700 3350 2650 2350 2150 3750 3100 2.6 Temperatura de tratamiento.

La capacidad de tratamiento de las purificadoras de HFO/LO depende principalmente de la

viscosidad del líquido de alimentación.

Para asegurar que las purificadoras funcionen eficazmente, se debe calentar dicho líquido

a la temperatura de tratamiento, con el fin de alcanzar la viscosidad óptima para la

purificación de ese fluido. Ver Tabla 2-5.

Tabla 2-5 Valores de viscosidad y de la temperatura de tratamiento.

Tipo de fluido Temperatura de Tratamiento (ºC) HFO tipo A 14 mm2/sec a 40 ºC 40 HFO tipo C 180~700 mm2/sec a 50 ºC 98

100 mm2/sec a 40 ºC (SAE#30) 90 LO 150 mm2/sec a 40 ºC (SAE#40) 95

La Fig. 2-18 muestra la dependencia entre la temperatura de tratamiento y la viscosidad

del fluido a 50 ºC. Además se puede observar que para el fuel oil tipo C, que es con el que

cuenta en el país, la temperatura de tratamiento es de 98 ºC, ya que su viscosidad a 50 ºC

es superior a los 180 mm2/sec. Esta temperatura debe mantenerse durante el transcurso

del proceso de purificación si se desea obtener un producto de buena calidad.


44

Fig 2-18 Gráfica para el cálculo de la temperatura de tratamiento.

2.7 Procedimiento para la selección del disco de gravedad.

En la operación de purificadora es imprescindible mantener en un rango específico la

interfase entre el líquido ligero y el líquido pesado; por consiguiente el SelfJector puede

emplear varios discos de gravedad de diferentes diámetros, ver Tabla 2-6. Si se coloca un

disco de gravedad con un diámetro interior mayor, la interfase se mueve hacia afuera y si

se pone un disco con un diámetro interior menor, la interfase se mueve hacia dentro.

Tabla 2-6 Discos de gravedad de SelfJector Genius.

Operación purificadora Diámetro interno del disco de gravedad (mm). SJ30G/GH 65 66.5 68.5 71.5 75 79 82 86 90

Operación Clarificadora SJ30GH 63

La selección de un disco de gravedad apropiado constituye uno de los aspectos más

importantes en el tratamiento del HFO/LO. El Anexo 2-1 muestra el nomograma que se

emplea para la correcta selección del disco de gravedad en las series SJ30G/GH.

Básicamente se distinguen dos formas de proceder [HYUNDAI, 2006]:

1. Se conoce la gravedad específica a 15 ºC del líquido a tratar.

o Aspectos conocidos.

La gravedad específica

Temperatura de tratamiento

0.925 a 15 ºC.

70 ºC.


45

Flujo 3000 L/h

o Método de selección.

1º En el nomograma se obtiene el punto de intercepción (P) entre la curva que

sale de 0.925 con pendiente negativa (cayendo), y la línea vertical en los 70 ºC.

Luego se dibuja una línea horizontal (1) desde el punto P hasta alcanzar los

100 ºC.

2º Se conecta el punto final (a la derecha) de la línea (1) y el punto de 3000 L/h

de la escala de capacidad de tratamiento con una línea recta (2).

3º Se lee en la sección del diámetro interno del disco de gravedad la intersección

de la línea (2).

4º Para este ejemplo el disco de gravedad tiene un diámetro de 79 mm.

2. Se conoce la gravedad específica a una cierta temperatura del líquido a tratar.

o Aspectos conocidos.

La gravedad específica

Temperatura de tratamiento

Flujo

0.944 a 50 ºC.

98 ºC.

1250 L/h

o Método de selección.

1º En el nomograma se obtiene el punto de intercepción (P) entre la curva que

sale de 0.944 con pendiente positiva (subiendo), y la línea vertical en los 50 ºC.

Para convertir la gravedad específica a los 15 ºC, se dibuja una curva que sale

desde el punto P con pendiente negativa (cayendo), hasta la temperatura de

tratamiento 98 ºC, entonces se dibuja una línea horizontal (1) hasta alcanzar

los 100 ºC.

2º Se conecta el punto final (a la derecha) de la línea (1) y el punto de 1250 L/h

de la escala de capacidad de tratamiento con una línea recta (2).

3º Se lee en la sección del diámetro interno del disco de gravedad la intersección

de la línea (2).

4º Para este ejemplo el disco de gravedad tiene un diámetro de 71.5 mm.


46

2.8 Secuencia de operación del proceso de purificación.

2.8.1 Procedimiento para el arranque.

1. Asegurarse de que las válvulas [V5, V6, V7, V8, V9 y V10] (ver Fig. 2-3), estén

totalmente abiertas. Además en los modelos GSH-1, la válvula de salida del líquido

pesado debe estar totalmente abierta y la válvula de contrapresión totalmente

cerrada.

2. Verificar la presión en la línea de aire, accionando sobre la válvula SV4 y la presión

de agua en la unidad de válvulas solenoides que controlan el agua de operación.

3. Encender el switch de alimentación del panel de control y del multimonitor, en ese

orden. Verificar el encendido del display y las lámparas de siete segmentos del

panel de control y del multimonitor respectivamente.

4. Presionar el botón de encendido del motor. Asegurarse que el sonido y la vibración

son normales.

5. Abrir la válvula del flujo de vapor y fijar el setpoint de temperatura del calentador en

el valor prefijado.

6. Esperar el tiempo necesario para que el motor alcance el valor de corriente nominal

de 7~9 A y que la temperatura del combustible alcance el setpoint.

7. Presione el botón Auto-Start del display en el panel de control para comenzar el

proceso de purificación.

8. Después de alimentar la purificadora (led de SV4 encendido), regular el flujo de

alimentación mediante la válvula de control de flujo V5 y la válvula de by-pass V8.

Chequear que el valor que se muestra en el multimonitor es el valor establecido.

Asegurarse que la presión en la salida del líquido ligero se logra con V6 totalmente

abierta y que no exista fuga de combustible por la salida de lodos ni por la salida del

líquido pesado.

2.8.2 Procedimiento para la parada.

1. Presione el botón de Auto-Stop del display en el panel de control. Comprobar que la

válvula de alimentación (CV1) cambia a recirculación (led de SV4 apagado) y

comienza la secuencia de descarga de lodos. Confirmar la descarga de lodos a

través del sonido de descarga.

2. Cerrar la válvula de flujo de vapor hacia el calentador.


47

3. Después de asegurarse que el motor de la purificadora esté completamente

detenido, cerrar la válvula de entrada del flujo de combustible (V7) y la válvula

mariposa (V10) del conducto de descarga de lodos.

4. Apagar los switch de alimentación del multimonitor y del panel de control, en ese

orden.

2.8.3 Operación automática del proceso de purificación.

Cuando los modelos GSH-1 son usados en el modo de descarga total (operación de

purificación) se debe seleccionar e instalar el disco de gravedad apropiado para la

gravedad específica o densidad relativa del líquido de alimentación. La válvula de

contrapresión de la línea de circulación para el retorno del fuel oil debe estar cerrada y la

válvula de salida del líquido pesado debe estar abierta. Debe verificarse además que el

selector del detector de agua se encuentra en la posición de No working y el switch de

salida de la detección de agua debe estar apagado. [HYUNDAI, 2006].

En la Tabla 2-7 se muestran los intervalos de tiempos de cada una de las operaciones que

se realizan durante el proceso de purificación, los valores de tiempo para el agua de

sellado y el agua de reemplazo están basados en un flujo de agua de 8 L/min.

Tabla 2-7 Intervalos de tiempos de las operaciones durante la purificación.

Temporizadores y contadores de operación SJ30G/GH Intervalo T000 (seg.) 15 Agua para abrir el tazón T001 (seg.) 3 Agua de reemplazo T002 (seg.) 12 Agua de sellado T003 (seg.) 12

FO 0 Agua de lavado del tazón LO

T004 (seg.) 19

Suministro intermitente de agua C014 (min.) 10 Agua para cerrar el tazón T016 (seg.) 5 Intervalo de descarga C015 (min.) 30

FO 0 Contador de lavado del tazón LO

C023 (veces) 6

Nota: En los modelos GSH-1 que funcionen en el modo de purificación, los valores de los

temporizadores T011, T012, T013, C022, C026 y C027 deben fijarse a cero.

La secuencia de inicio del proceso de purificación comienza al pulsar el botón Auto-Start

del display perteneciente a cada purificadora Fig. 2-19(a). La secuencia de operación

continua de purificación se lleva a cabo en el panel de control, de manera cíclica y

automáticamente, como se describe en la Fig. 2-19(b).


48

Fig.2-19 Secuencias de funcionamiento de las purificadoras SJ-G series.

En el Anexo 2-2 se muestra y se explica en detalles la carta de tiempo del funcionamiento

de las purificadoras SJ-G series.

2.8.4 Las alarmas y las acciones correctivas.

Las alarmas por “fuga de combustible” y de “no descarga” de lodos detienen la

alimentación de la purificadora y se realiza una descarga de lodos. Luego se resetea la

alarma, en el botón de Alarm-Reset, y el líquido puede volver a circular de forma segura

por el SELFJECTOR.

Posibles causas de la alarma por fuga de combustible (“LM”).

1. El cierre del rotor fracasa debido a una falla en el SelfJector.

Acción: Chequear que el SelfJector está en operación automática.

2. El agua para cerrar el tazón no fue suministrada porque la válvula SV2 no abre.

Acción: Repare o reemplace la válvula con otra no defectuosa.

3. El agua de sellado requerida no fue suministrada porque la válvula SV3 no abre.


4. El agua de sellado requerida no fue suministrada porque el tiempo del temporizador

del agua de sellado es muy corto.

Acción: Ajuste el tiempo en los temporizadores a través del display del panel de control.

5. Falla la apertura de las válvulas SV2 y SV3 debido a que el módulo de salida del

panel de control está defectuoso.

Acción: Sustituya el módulo de salida con otro no defectuoso.

6. El multimonitor (MM), el sistema de agua o el de aire están defectuoso.


49

Acción: Refiérase al manual del fabricante.

Posibles causas de la alarma por no descarga del rotor (“NO-DIS”).

1. La apertura del rotor fracasa debido a una falla en el SelfJector.

Acción: Chequear que el SelfJector está en operación automática.

2. El agua para abrir el tazón no fue abastecida porque las válvulas SV1 no abre.


3. Falla la apertura de la válvula SV1 debido a que el módulo de salida del panel de

control está defectuoso.

Acción: Sustituya el módulo de salida con otro no defectuoso.

4. El valor de presión de la válvula reductora es muy bajo, entonces el volumen de la

descarga de lodos es menor.

Acción: Ajuste el valor de presión requerido en la válvula reductora.

5. El multimonitor (MM), el sistema de agua o el de aire están defectuoso.

Acción: Refiérase al manual del fabricante.

Fig. 2-20 Carta de tiempo de las alarmas, (“LM”) y (“NO-DIS”).


50

Posibles causas de la alarma por alta (“T(H)”) o baja(“T(L)”) temperatura.

1. La temperatura del combustible es inferior al valor predeterminado para la alarma.

Causa Acción

La válvula del flujo de vapor está cerrada. Abrir la válvula del flujo de vapor.

No hay flujo de vapor en la línea. Revise la presión de vapor de la caldera.

El setpoint de temperatura es incorrecto. Ajuste el setpoint al valor predeterminado.

2. La temperatura del combustible es superior al valor predeterminado para la alarma.

Causa Acción

El sistema de la válvula termorreguladora

está defectuoso.

Sustituya el sistema por otro no defectuoso.

El setpoint de temperatura es incorrecto. Ajuste el setpoint al valor predeterminado.

En la alarma por temperatura alta o baja no ocurre la parada de la purificadora ya que es

posible atender la causa que originó la alarma, resetear la misma y continuar trabajando.

2.9 Factores que influyen en la fuga de combustible.

En el proceso de preparación del combustible fuel oil que se efectúa en los HTU de los

grupos electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW instalados en Ciudad de la Habana, se

presentan graves problemas que influyen notablemente en la fuga de combustible y que

afectan el buen desarrollo de dicho proceso.

Después de un análisis minucioso de los trabajos científico – técnicos relacionados con el

funcionamiento de las separadoras centrífugas y el estudio del manual de operación de las

purificadoras SJ-G series, se identificaron los principales factores que ocasionan la fuga

de combustible fuel oil, en dichas purificadoras:

1. La incorrecta selección del disco de gravedad o el hecho de no cambiarlo cuando

varía la gravedad específica del fuel oil.

2. El inexacto control de la temperatura del combustible.

En la ecuación (1.16) se expone la dependencia del radio de la interfase, con el valor de la

densidad del líquido ligero (HFO) y el radio del líquido pesado (agua), considerando que

durante el proceso de purificación, la densidad del agua y el radio del líquido ligero se

mantienen constantes.


51

El radio del líquido pesado (agua) puede variar en dependencia del diámetro del disco de

gravedad y según lo explicado en el epígrafe 1.8, el radio de la interfase tiene una relación

directamente proporcional al diámetro del disco de gravedad. El valor de la densidad

relativa del combustible varía según los cambios de la temperatura; si aumenta la

temperatura disminuye la densidad relativa y viceversa.

Cuando el diámetro del disco de gravedad es superior al que se requiere para un

combustible con una determinada densidad relativa y/o la temperatura de tratamiento

disminuye notablemente (sin alcanzar los 75 ºC, alarma por baja temperatura), la interfase

se desplaza hacia la periferia y la fase ligera ocupará mayor espacio en el rotor. Luego,

para realizar la descarga de lodos, siempre se agrega el mismo volumen de agua de

reemplazo, y como la interfase está desplazada, hay un mayor volumen de fuel oil en el

interior del tazón, por lo que una parte de este combustible no se logra extraer y queda

“atrapado” entre el agua de reemplazo y el agua del “cierre hidráulico”, por lo tanto en

cada descarga de lodos se perdería una parte sustancial del combustible.

Resulta importante señalar el caso de que el líquido ligero alcance el disco tope, lo cual

provocaría pequeñas fugas de combustible a través de la salida del líquido pesado.

Estas situaciones pueden ocurrir durante un largo período de tiempo, sin activar la alarma

de fuga de combustible.

La temperatura del combustible es otra de las causas que ocasiona fugas durante el

proceso de purificación. Tengamos en cuenta que:

El tazón de las purificadoras se cierra de forma hidráulica, por lo que el agua que

mantiene cerrado el tazón está en contacto directo con este.

El fuel oil que purifican las separadoras centrífugas posee una viscosidad entre los

180~700 mm2/sec a 50 ºC, por lo que el punto de operación de la temperatura de

tratamiento es de 98 ºC.

Ahora, si durante un período prolongado de operación, la temperatura del combustible se

establece por encima de los 100 ºC, esto podría provocar una pequeña evaporación del

agua que cierra el tazón y por consiguiente una apertura anormal de este, produciendo así

la fuga del combustible fuel oil por el conducto de descarga de lodos. Esto implica además,

una caída en la presión en la salida de la purificadora, lo que conlleva a la activación de la

alarma por fuga de combustible y por tanto una descarga total de lodos y la pérdida de

todo el combustible que se estaba purificando.

Capítulo 3

Modificaciones al sistema de control de la

temperatura del fuel oil.


53

La regulación eficiente de la temperatura del combustible a la entrada de la purificadora es

muy importante para lograr la disminución de la fuga de combustible fuel oil durante el

proceso de purificación. Debido a la incapacidad del regulador actual para poder controlar

la temperatura con la precisión requerida, se hace necesario el rediseño del lazo de

control de la temperatura del combustible a la salida del calentador de fuel oil.

El diseño de un sistema de control implica la identificación de los objetivos de control, la

selección apropiada de los elementos de medición, de acción final y de los lazos que los

van a interrelacionar, así como la identificación de las leyes de control más apropiadas; en

otras palabras, es una cuestión mucho más abarcadora que el tradicional ajuste de

controladores. [Delgado, 2002].

3.2 Medios técnicos del lazo de regulación actual.

El HTU cuenta con intercambiadores de calor de placas del fabricante Alfa Laval modelo

M6-FG, los cuales constituyen un equipamiento auxiliar de las purificadoras. Este modelo

de intercambiador utiliza el vapor proveniente de la caldera para elevar la temperatura del

HFO/LO antes de pasar al proceso de purificación. El intercambiador de calor consigue

dicho propósito regulando el caudal de vapor que pasa por sus placas a través de la

válvula de control de temperatura, como se muestra en la Fig. 3-1. El sensor de

temperatura del combustible se localiza en la tubería de salida del intercambiador, el cual

está conectado por un tubo capilar flexible al actuador de la válvula termorreguladora

autooperable que se encuentra en la tubería de entrada del vapor.

Fig. 3-1. Diagrama tecnológico del lazo de regulación de temperatura.

En la parte superior de este sensor se halla un manubrio que se encarga de alejar o

acercar el sensor al flujo de combustible, de este modo se fija el punto de operación de la

temperatura del combustible en la escala existente.


54

3.2.1 Intercambiador de placas M6 de Alfa Laval.

El intercambiador de calor de placas consta de un conjunto de placas metálicas

acanaladas con orificios que permiten el paso de los dos fluidos entre los que se realiza

la transferencia de calor. [HYUNDAI, 2006]

En la Fig. 3-2. se observa que el conjunto de placas está montado entre una placa

bastidor y otra de presión, y se mantiene apretado mediante pernos tensores. Las placas

están provistas de una junta que sella el canal y envía a los fluidos hacia canales

alternos. El acanalado de las placas provoca un régimen turbulento del fluido y

contribuye a que las placas resistan a la presión diferencial.

Fig. 3-2. Intercambiador de calor de placas modelo M6 de Alfa Laval.

Fig. 3-3. Circulación de los

fluidos dentro del IC.

Los fluidos se introducen por los orificios de conexión y

circulan por los canales que se forman entre placas.

Un fluido es conducido a un segundo paso, mientras el

otro circula por el canal que forman estos dos

primeros. Los dos fluidos se encuentran así separados,

sin poderse mezclar, por una delgada placa a través

de la cual se produce la transferencia de calor.


55

Tabla 3-1. Especificaciones técnicas del Intercambiador de calor.

Especificaciones generales Modelo M6-FG Área de transferencia de calor 1,1 m2

Cantidad de calor 35.94 Mcal/h Volumen del líquido 1.7 dm3 Temperatura del vapor (entrada/salida) 160.6°C / 160.6°C Temperatura del HFO (entrada/salida) 60°C / 98°C Presión de vapor (entrada/salida) 648.48 KPa / 648.48 KPa Dirección relativa de los fluidos Contracorriente Nº de platos 10 Nº de platos efectivos 8 Nº de pases (vapor/HFO) 1 / 1 Material /espesor del plato AISI 316 / 0.60 mm Alto x Ancho x Longitud total 550mm x 320mm x 945mm Material de conexión SUS Lined Diámetro de conexión 50 mm

3.2.2 Válvula Termorreguladora

La válvula termorreguladora autoperable de simple asiento es aplicable para procesos que

requieran un tipo de actuación directa, puede soportar grandes diferencias de presión

entre la entrada y la salida de la válvula, es apropiada para el control de temperatura en

tanques de almacenamiento, o en equipos auxiliares que no requieran gran rapidez de

respuesta en el elemento de acción final, como por ejemplo en las calderas, los

intercambiadores de calor y tanques secadores. Su instalación es relativamente fácil y no

necesita energía eléctrica para su funcionamiento. El tubo flexible está cubierto para lograr

una mayor protección.

En la Tabla 3-2 se muestran las especificaciones de esta válvula termorreguladora:

Tabla 3-2. Especificaciones técnicas de la válvula termorreguladora.

Especificaciones generales Válvula Máxima temperatura de trabajo 220°C Máxima presión de trabajo 10 KPa Fluido de trabajo vapor y agua caliente Hydro text pressure Presión de trabajo * 1.5 Sensor de temperatura Escala manual de ajuste 50°C ~ 110°C Fluido de trabajo líquido Socket C 3602 Largo del tubo capilar 2 m


56

Fig. 3-4. Válvula termorreguladora.

Para regular el flujo de vapor que se le suministra al calentador, primero se fija el sensor

en la posición deseada de la escala, luego a medida que aumenta la temperatura del

combustible, el fluido que contiene el sensor se expande a través del tubo capilar y actúa

sobre la válvula, disminuyendo el flujo de vapor hacia el calentador. Posteriormente el

combustible disminuye su temperatura haciendo que el fluido retome su posición inicial, lo

que permite la apertura de la válvula debido a su característica de ser normalmente abierta.

Como se puede observar este es un lazo de control bastante simple ya que no existe un

controlador como tal, pero a su vez es muy inexacto para la regulación de la temperatura a

la salida del calentador. Los experimentos realizados para verificar la ineficiencia de este

lazo demostraron que la respuesta del sensor-actuador es demasiado lenta, con un tiempo

de establecimiento de 10 minutos y un porciento de pico máximo superior al 11%, en

muchas ocasiones el error de estado estacionario es de ± 5 ºC, por estas razones la

temperatura del fuel oil no cumple con los requerimientos que exige este proceso.

3.3 Aspectos básicos de la identificación de sistemas

La aplicación exitosa de las leyes de control, constituye un elemento fundamental el hecho

de contar con un modelo matemático que describa al proceso u objeto de control de forma

precisa [Ljung, 1999]. El modelo “perfecto” sería aquél que reprodujera la distribución de

probabilidad de las salidas de la planta ante cualquier posible entrada, y sería bueno para

predicción, para control, y para cualquier aplicación. Como dicho modelo no existe en la

práctica, el objetivo del modelado es que las imperfecciones del modelo estén en zonas

irrelevantes para la aplicación concreta. [Sala, 2001].


57

En [Stoica, 1989.] se señalan dos vías básicas para la construcción del modelo:

o Modelación matemática: no es mas que un enfoque analítico fundamentado en

leyes físicas (leyes de Newton, enfoque de Hamilton o de Euler-Lagrange) o

ecuaciones de balance, empleadas para describir el comportamiento del proceso.

o Identificación de sistemas: es un enfoque experimental donde se realizan algunos

experimentos sobre los procesos que se desean describir, se recolectan los datos

de interés y tomados como fundamento se comprueba la bondad de diferentes

modelos preseleccionados.

En ciertos casos, los procesos resultan de tal complejidad que no pueden obtenerse

modelos razonables tomando como base solo las leyes físicas o de primeros principios.

Ante estos casos es prácticamente obligado el empleo de las técnicas de identificación.

Con vista a la identificación de sistemas para la obtención de la estructura y los

parámetros del modelo matemático, se empleará una metodología que comprende las

siguientes etapas, [Tema201, 2007]:

1. Diseño experimental y su ejecución: En esta primera etapa es necesario decidir:

el tipo de señal de excitación, la dependencia entre las variables, el mejor período

para la adquisición de datos y la cantidad de datos necesarios.

2. Preprocesamiento de los datos: En esta etapa es preciso observar y reparar los

datos erróneos, aplicar algún tipo de filtro para eliminar posibles ruidos, eliminar

offsets y analizar la autocorrelación y la correlación cruzada de las mediciones.

3. Determinación de la estructura del modelo: En esta etapa es fundamental definir

el tipo de modelo a utilizar: continuos o discretos, lineales o no lineales, etc.

Además es necesario un procedimiento para determinar el orden del modelo.

4. Estimación de los parámetros del modelo: Esta etapa está muy relacionada con

la anterior, en ella se presenta el problema de decidir el método o métodos de

estimación de parámetros que se va a utilizar para calcular el valor de los mismos.

En general se puede escoger entre dos técnicas distintas: en el dominio temporal y

en el dominio frecuencial.

5. Validación del modelo: Es la etapa en la que debe preguntarse si el modelo

identificado es suficientemente representativo del proceso estudiado y se debe

definir un criterio para evaluar la calidad. Generalmente se dispone de varios

modelos candidatos y debe escogerse uno de ellos basándose en algún criterio.


58

3.4 Identificación del proceso de variación de la temperatura en el calentador de fuel.

El proceso de variación de la temperatura dentro de un Intercambiador de calor de placas,

presenta un comportamiento dinámico variable que dificulta en gran medida la obtención

de su modelo matemático de forma analítica y sólo se pueden determinar experimentando

sobre el sistema real; de ahí la necesidad de recurrir a los métodos de identificación de

sistemas. Para hallar el modelo matemático que describe el comportamiento de la

temperatura del intercambiador de calor que acompaña a las purificadoras, se emplea la

identificación experimental no paramétrica y se utiliza, como señal de estímulo, un paso de

tipo escalón en el flujo de vapor que llega a los calentadores. Esta señal tiene como

ventaja la sencillez de la generación de dicha función y que el tiempo de experimentación

es relativamente corto, además la perturbación que se produce en la variación de

temperatura es perfectamente permisible durante la recirculación del combustible.

3.4.1 Diseño experimental y su ejecución.

Un elemento que influye notablemente en la calidad de las mediciones que se realizan es

el correcto diseño de los experimentos. Las primeras decisiones que intervienen en el

diseño de un experimento son acerca de qué variables registrar, qué variables controlar y

qué señales deben ser manipuladas para excitar al sistema durante el experimento. [Sala,

2001]. La bibliografía especializada señala que: “para mantener en un determinado rango

la temperatura de un fluido a la salida de un intercambiador, se debe controlar la variación

de flujo o la temperatura del fluido portador de calor”.[Bychkó,1988].

Se debe tener en cuenta que pueden existir señales que, aunque afecten a la evolución de

la salida, no pueden considerarse como entradas debido a la imposibilidad de actuar sobre

ellas. En el caso de que estas señales puedan ser medidas, pueden considerarse también

como entradas al sistema (midiéndose sus valores durante el experimento). En caso

contrario, deben ser consideradas como perturbaciones. [López, 2006].

Para la identificación del proceso de variación de temperatura en el intercambiador de

placas, se mide la temperatura del combustible a la salida del calentador considerando

como entrada un paso escalón en el flujo de vapor.

Se asume que las variables temperatura y presión del vapor, así como el flujo y la

temperatura de entrada del combustible serán constantes o lentamente variantes en el

tiempo.


59

Los experimentos se realizan con el proceso en un rango de operación entorno a los ±20

ºC del punto nominal de trabajo, es decir, alrededor de los 98 ºC.

“Si el modelo va a ser utilizado para el control entonces las entradas y las salidas deben

ser idénticas a aquellas que son relevantes para el regulador, esto es: la dinámica de los

sensores y actuadores será considerada como parte del proceso”. [Fernández, 2002].

Fig. 3-5. Diagrama tecnológico del proceso a identificar.

Como se observa en la Fig. 3-5. los componentes del lazo de control que fueron incluidos

en este proceso de identificación fueron el intercambiador de calor de placas, la válvula

termorreguladora y el sensor de temperatura (Pt100) que transmite la temperatura del

combustible hacia el panel de control (KT-PFC-A), el cual se encarga entre otras cosas de

procesar los valores de resistencia que transmite Pt100 y visualizar en el display el valor

de la temperatura en forma digital, facilitando la observación de las mediciones.

3.4.1.1 Experimentos preliminares.

La literatura especializada y la documentación técnica del proceso son elementos de

consulta obligatoria, así como las entrevistas con el tecnólogo y los operadores de dicho

proceso.

Los experimentos preliminares indicarán las constantes de tiempo más significativas, la

presencia de no linealidades y las variaciones del proceso en el tiempo, los niveles de

ruido y los retardos del proceso, así como establecer un mejor tiempo de muestreo para

los experimentos de identificación, en caso de que el utilizado no sea el más adecuado.

La decisión de con qué frecuencia muestrear los datos se toma generalmente de manera

empírica, teniendo en cuenta que no se pierda información. No obstante, el teorema de

Shannon plantea que se debe muestrear por lo menos al doble de la frecuencia natural de


60

la señal o lo que es lo mismo, con un período de muestreo al menos dos veces menor que

la menor constante de tiempo del proceso. [Aström, 1984]. Si la frecuencia de muestreo es

muy elevada se obtendrá una señal que habrá perdido muy poco su continuidad, pero se

tendrá mucha información redundante; en cambio si la frecuencia de muestreo es muy

baja, entonces se perderá una parte considerable de la información.

Todos los experimentos se realizaron en el emplazamiento de grupos electrógenos de fuel

oil “Apolo” del municipio Arroyo Naranjo, y bajo las mismas condiciones iniciales siguiendo

los siguientes pasos:

1. Se cierra manualmente la válvula de seguridad, interrumpiendo el flujo del vapor.

2. Se abre la válvula de la línea de condensado, lo que permite extraer el vapor

residente en el interior del intercambiador de calor.

3. Se desconecta el sensor de temperatura que tiene incluido la válvula

termorreguladora colocándolo a temperatura ambiente, con el objetivo de “engañar”

a la válvula y lograr así, una apertura total de la misma.

4. Se enciende el motor de la purificadora que se encarga de recircular el fuel oil,

pasándolo por el calentador y enviándolo nuevamente al tanque de sedimentación.

Se espera un tiempo para que se establezca la temperatura del combustible a un valor

cercano de la temperatura del tanque de sedimentación, logrando una temperatura

homogénea en el interior del intercambiador. La temperatura a la salida del intercambiador

se muestra en el display del panel de control.

Luego se procede a la ejecución del experimento:

5. Se abre manualmente la válvula de seguridad hasta su valor máximo de apertura,

dando un paso escalón en el flujo de vapor que entra al intercambiador de calor y

este comienza a calentar el combustible.

6. Se anotan los valores de temperatura que se muestran en el display del armario de

control con un período de muestreo de 5 seg.

Inicialmente se realizaron 4 experimentos preliminares con un tiempo de duración de

aproximadamente 10 minutos, tiempo que demoró el intercambiador en alcanzar un valor

estable en la temperatura del combustible:

En la Tabla 3-3 también se observa la hora de inicio, el rango de variacion de la

temperatura y el número de muestras tomadas en cada experimento.


61

Tabla 3-3. Experimentos realizados en las purificadoras de HFO.

Variable HTU/Purificadora Hora de inicio Duración Nº de muestras Rango (ºC) T1 3/2 9:30 am 10.16 min 122 78~120 T2 4/1 11:15 am 9.25 min 111 88~129 T3 2/1 12:45 pm 10.08 min 121 83~127

T4 1/1 2:22 pm 10.16 min 122 82~121

Los valores de temperatura obtenidos y el programa elaborado en Matlab para graficar

estas mediciones se muestran en el Anexo 3-1. Cabe destacar que las mediciones fueron

normalizadas restándoles el mínimo, con el fin de obtener un mismo punto de partida de

todas las curvas y así poder analizar el comportamiento con mayor facilidad.

Realizando un análisis visual de la respuesta obtenida en la Fig. 3-6. se puede concluir

que el sistema presenta un comportamiento dinámico propio de un modelo de primer

orden con retardo.

Fig. 3-6. Curvas obtenidas de los experimentos preliminares.

El tiempo donde se alcanza el nuevo estado estacionario es de 500 segundos, por lo que

siguiendo el criterio práctico de que el tiempo de muestreo debe ser 250 veces menor que

la duración del experimento, se decidió tomar un tiempo de muestreo de 2 segundos en la

realización de los experimentos de identificación.[Delgado, 2002].


62

3.4.1.2 Experimentos de identificación.

De forma exitosa se realizaron ocho experimentos de identificación siguiendo los mismos

pasos que en los experimentos preliminares, sólo que ahora, la adquisición de los datos se

hace con un período de muestreo de 2 segundos y un tiempo de duración de 7.5 min.; los

cuales persiguen el objetivo de obtener un conjunto de mediciones que permitan elaborar

el modelo del proceso. Ver Tabla 3-4.

Tabla 3-4. Experimentos realizados en las purificadoras de HFO.

Variable HTU/Purificadora Hora de inicio Duración Nº de muestras Rango (ºC) Ta 2/2 8:37 am 7.5 min 226 77~118 Tb 3/2 9:03 am 7.5 min 226 77~116 Tc 1/1 9:30 am 7.5 min 226 80~120 Td 4/2 10:05 am 7.5 min 226 82~123 Te 2/2 10:36 am 7.5 min 226 80~120 Tf 1/1 11:53 am 7.5 min 226 79~118 Tg 2/2 12:28 pm 7.5 min 226 84~125 Th 4/2 1:18 pm 7.5 min 226 96~135

Como se muestra en la Fig. 3-7, todas las mediciones realizadas presentan una variación

de temperatura entre 39 y 41 ºC, corroborándose la veracidad de los datos que nos brinda

el manual del fabricante. Se comprueba además, que el valor de la temperatura en el cual

se inició el experimento, no afecta la respuesta transitoria del sistema.

0 100 200 300 400 5000

5

10

15

20

25

30

35

40

45Gráfica de los experimentos de identificación

Tiempo (s)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Ta

TbTc

Td

Te

TfTg

Th

Fig. 3-7. Curvas obtenidas de los experimentos de identificación.


63

Es importante señalar que por razones tecnológicas no se realizó la medición del flujo de

vapor durante el experimento; por lo que se supone como estímulo un paso escalón ideal

que comienza en 0 hasta el valor de 1.2025 Kg/min, dicho valor resulta del cálculo de

consumo de vapor del intercambiador especificado en el manual.

En el Anexo 3-1 se muestran los valores obtenidos y los comandos empleados en Matlab

para visualizar el comportamiento del proceso de variación de temperatura en el

intercambiador de placas ante un paso escalón en el flujo de vapor.

3.4.2 Preprocesamiento de los datos.

De los ocho juegos de datos que se disponen, se selecciona el experimento que mejor

representa el proceso de variación de la temperatura del combustible en el intercambiador

de placas, tomando como criterio de selección, el mayor porciento de ajuste con respecto

a la curva promedio de los experimentos y teniendo en cuenta además, el promedio de los

errores que resultan de la diferencia entre las curvas experimentales y la curva promedio,

en cada instante de muestreo, en otras palabras se escoge la curva más próxima a la

curva promedio. La función elaborada en Matlab para determinar dicha curva se muestra

en el Anexo 3-2.

0 100 200 300 400 5000

5

10

15

20

25

30

35

40

45Gráfica de los experimentos de identificación y la curva promedio

Tiempo (s)

Tem

pera

tura

(ºC

)

TaTb

Tc

TdTeTfTg

ThPromedio

Fig. 3-7. Curvas experimentales y curva promedio.

En la Fig 3-7 se muestran las curvas experimentales y la curva promedio de estas,

obtenido mediante Matlab.


64

En la Tabla 3-5, se muestran los porcientos de ajuste (% Fit), así como los valores del

promedio, la varianza y la desviación estándar de los errores de cada una de las curvas.

Tabla 3-5. Estadígrafos de los errores en cada instante de muestreo.

Ta Tb Tc Td Te Tf Tg Th % Fit 89.32 91.46 88.80 92.06 85.67 90.16 90.32 85.41

Promedio de errores 1.0940 0.7854 0.8308 0.7290 1.2478 0.8894 0.9093 1.3960

Varianza 0.2735 0.3183 0.9225 0.2753 1.0951 0.4501 0.3741 0.7793 Desviación estándar 0.5230 0.5642 0.9605 0.5246 1.0465 0.6709 0.6116 0.8828

La curva seleccionada es la correspondiente al experimento Td (ver Fig. 3-8.) debido a

que tiene el mayor (% Fit) con respecto a la curva promedio y por tanto el menor promedio

de los errores.

0 100 200 300 400 5000

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Tiempo (seg.)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Gráfica del experimento Td

Fig. 3-8. Experimento Td de identificación.

La curva Td se emplea para la obtención del modelo y el resto de los juegos de datos se

utilizan para la validación, así se podrá evaluar la representatividad de este modelo.

Los datos registrados pueden tener deficiencias que implican efectos devastadores en el

resto del proceso de identificación, por lo que se hace necesario un estudio previo de los

datos antes de ser utilizados en la obtención del modelo. El experimento seleccionado

presentaba algunos irregularidades, por lo que se decidió realizar una revisión visual con

el objetivo de eliminar datos erróneos.


65

3.4.2.1Análisis de la autocorrelación.

Mediante el análisis de autocorrelación se puede evaluar si el período de muestreo

seleccionado es correcto. [Ljung, 2007], [Powell, 1997]. La autocorrelación no es más que

la correlación de una variable consigo misma, pero desplazada en un determinado número

de observaciones, o sea, en diferentes instantes de tiempo.

Se determinó la autocorrelación de la señal de salida del experimento Td como se muestra

en la Fig. 3-9. En el caso de la entrada, como se consideró un paso escalón, la función de

autocorrelación no permite decir nada acerca de la calidad del muestreo.

0 5 10 15 20-0.2

0

0.2

0.4

0.6

0.8

Lag

Sam

ple

Aut

ocor

rela

tion

Sample Autocorrelation Function (ACF)

Fig. 3-9. Autocorrelación de la temperatura del combustible.

En la Fig. 3-9. se puede observar que la correlación que presenta la variable medida

consigo misma es aceptable e indica que el tiempo de muestreo se pudo haber tomado al

doble e incluso mayor, sin que su selección ocasione pérdida significativa de información.

3.4.2.2 Análisis de la correlación cruzada.

La correlación cruzada ofrece una medida de la relación entre dos o más variables. El

grado de correlación se cuantifica a través del coeficiente de correlación que puede variar

entre -1 (perfecta correlación negativa) y +1 (perfecta correlación positiva). Un valor

cercano a cero representa ausencia de correlación. [Delgado, 2002].


66

Debido a la falta de instrumentación necesaria para medir la variación del flujo del vapor

en el proceso, el análisis de correlación cruzada entre la salida (temperatura del

combustible) y entrada “ideal” (variación del flujo del vapor, se supone que esta variable es

la más influyente en el proceso de variación de la temperatura en el intercambiador), da

como resultado un 0.38 de correlación cruzada. (ver Fig. 3-10). Este valor no representa

realmente la relación que existe entre la temperatura del combustible y el flujo de vapor,

no obstante si durante la puesta en marcha del controlador no se obtienen los resultados

esperados, se puede considerar la influencia de la presión y/o la temperatura del vapor

para la identificación del proceso.

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

Lag

Sam

ple

Cro

ss C

orre

latio

n

Sample Cross Correlation Function (XCF)

Fig. 3-10. Gráfica de la correlación cruzada de Temperatura vs Flujo.

“Mediante el análisis de la correlación cruzada entre las variables de entrada y de salida,

es posible tener una noción acerca del retardo existente en el sistema, o sea, se puede

conocer cuantos instantes de muestreo demora en responder la salida del proceso que se

estudia ante una variación en la entrada”. [Delgado, 2002].

En la Fig. 3-10. se puede observar que la mayor correlación es de 0.38 y se obtiene a los

9 instantes de muestreo y como el periodo de muestreo es de 2 segundos, entonces el

tiempo de retardo es de 18 segundos aproximadamente.


67

3.4.3 Determinación de la estructura del modelo.

El modelo matemático está definido por su estructura (tipo, orden, pasos de retardo) y por

sus parámetros (coeficientes desconocidos). [Vargas, 2003]. Hay varias formas de

catalogar los modelos matemáticos [Ljung, 1994]: deterministas o estocásticos, dinámicos

o estáticos, de parámetros distribuidos o concentrados, lineales o no lineales, y de tiempo

continuo o tiempo discreto. Los tipos de modelos que se pretenden obtener serán:

o Deterministas: expresan la relación entre la entrada y la salida mediante una

ecuación exacta;

o Dinámicos: las salidas evolucionan con el tiempo tras la aplicación de una

determinada entrada;

o De parámetros concentrados: sin considerar la variación en función del espacio;

o Lineales: bajo determinadas consideraciones o puntos de operación se pueden

realizar aproximaciones lineales;

o Continuos: donde las variables evolucionan continuamente en el tiempo y pueden

tomar cualquier valor en un rango dado;

o Invariantes en el tiempo: donde los parámetros del sistema no varían en el tiempo

Se observa por simple inspección que todos los experimentos realizados muestran el

comportamiento de un modelo de primer orden con retardo, esto se debe quizás a las

reducidas dimensiones del intercambiador y a que las perturbaciones son prácticamente

despreciables. Sin embargo, se obtienen diferentes estructuras de modelos para realizar

posteriores análisis (ver Anexo 3-1).

Es necesario aclarar, que dichas estructuras incluyen como máximo un par de polos

reales, en cualquiera de sus variantes: con o sin retardo, con un cero, o con un cero y un

integrador o con un integrador y retardo; ya que por lo general los intercambiadores de

calor son modelables con modelos de segundo orden con retardo.

Para definir la estructura de cada modelo se usan los acrónimos siguientes:

o Requeridos: P para modelos continuos; 0, 1, 2 o 3 para detallar el número de polos;

o Opcionales: D para incluir retardo de transporte; Z para incluir un cero; I para indicar

un término de integración.

En la leyenda de la Fig. 3-11. se muestran las estructuras de los modelos obtenidos; así

como los por cientos de ajuste que presentan cada uno de los modelos estimados con

respecto a la curva de temperatura escogida para la identificación (Td).


68

50 100 150 200 250 300 350 400 450

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

Simulación de la salida de los modelos obtenidos

Tiempo (seg.)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Datos medidosP1; fit: 87.44%

P1Z; fit: 90.03%P1D; fit: 94.64%

P1DI; fit: 94.6%

P1IZ; fit: 87.53%P2; fit: 93.68%

P2Z; fit: 94.22%

P2D; fit: 94.64%P2DI; fit: 95.62%P2IZ; fit: 95.03%

Fig. 3-11. Gráfica de la simulación de la salida los modelos.

Según [Ljung, 2007] el porciento de ajuste siempre mejora con el incremento del orden del

modelo y la flexibilidad de la estructura del modelo, por tanto resulta importante destacar la

pequeña diferencia en cuanto al por ciento de ajuste que existe entre el modelo de primer

orden con retardo y el resto de los modelos que logran un mayor ajuste.

La selección de la estructura del modelo debe ser un compromiso entre la simplicidad y la

necesidad de recoger los aspectos esenciales del sistema en estudio. Ahora, “si la

reducción del orden de un modelo, no produce alteraciones apreciables en el

comportamiento dinámico de la salida del mismo, entonces el modelo original era

innecesariamente complejo”. [López, 2006].

Siguiendo este criterio, se puede concluir que el modelo de primer orden con retardo logra

una descripción simple y apropiada del proceso de variación de la temperatura en el

intercambiador de placas M6-MFG, con el menor orden del modelo y una estructura lo

suficientemente flexible.

3.4.4 Estimación de los parámetros del modelo.

Actualmente hay muchos programas comerciales en los que se apoyan los ingenieros en

las etapas de identificación, concretamente en las etapas de estimación de parámetros y


69

evaluación de las propiedades del modelo estimado. Hay otras etapas que dependen

exclusivamente del usuario [Ljung, 1994].

La estimación de los parámetros del modelo se realizó en el dominio temporal utilizando el

método de la respuesta transitoria y el toolbox de identificación del Matlab versión

7.4.0.287 (R2007a) que incluye la estimación de los parámetros para modelos no

paramétricos. Matlab dispone de una amplia colección de funciones aplicables al campo

de la identificación de sistemas, agrupadas en el System Identification Toolbox, que

constituyen una herramienta de gran utilidad para la identificación y modelado de sistemas

dinámicos.

3.4.4.1 Método de la respuesta transitoria.

La respuesta de un proceso simple frente a una señal del tipo escalón puede aproximarse

mediante el método de la respuesta transitoria o de construcción gráfica. Para un modelo

de primer orden con retardo se emplea la construcción gráfica de la Fig. 3-12.

[Stoica,1989] [Aguado, 2000].

Fig. 3-12. Construcción gráfica realizada para determinar los parámetros del modelo

mediante una identificación no paramétrica.

Los parámetros de un modelo de primer orden con retardo son los siguientes:


70

1

( )1

s

m

KeG s

T s

τ−

=+

donde:

( )sGm - Función transferencial del proceso de variación de la temperatura.

K - Ganancia del proceso.

τ - Tiempo de retardo.

1T - Constante de tiempo del proceso de variación de la temperatura.

El valor de T1+τ es la abscisa del punto de intercepción (P) entre la curva experimental y

el 63.2% del valor de temperatura cuando se logra el estado estacionario. Ver Fig 3.13.

Py = 0,632 x 41 ºC = 25.912 ºC.

Px =T1+τ = 83.824 seg.

Luego, comoτ = 22 seg. se obtiene que T1 = 61.824 seg.

El cálculo de la ganancia se realiza de la siguiente manera [Ogata, 2004]:

∆ SalidaK=∆ Entrada

, luego

∆Temperatura ∆T ºC 41 ºCK= = = =34.1

∆Flujo 72.15 Kg/h 1.2025 Kg/min

K=34.1

Con estos parámetros se obtiene el modelo de la respuesta transitoria (ModeloRT):

2234 1

61 824 1

s. e

ModeloRT. s

−

=+

3.4.4.2 Método de estimación utilizando Matlab.

Las últimas versiones del Toolbox de Identificación proporcionan un Interfaz Gráfico de

Usuario (GUI) que permite el ajuste de parámetros de diferentes estructuras de modelos

continuos, de forma prácticamente transparente al usuario, sin necesidad de llamarlas

desde la línea de comandos. Para arrancar el interfaz de usuario (GUI), basta con teclear

en la línea de comandos de Matlab:

>> ident


71

En la ventana del System Identification Toolbox se selecciona Estimate>Process models

para abrir el cuadro de diálogo. Ver Fig. 3-13.

Fig. 3-13. Cuadro de diálogo para estimar modelos continuos.

Luego en el área Model Transfer Function se selecciona la misma estructura que el

modelo obtenido en el método anterior, es decir un modelo de primer orden con retardo.

El modelo estimado con Matlab (ModeloEM) tiene una ganancia de 33,18, el retardo de

transporte es de 19 segundos y la constante de tiempo T1 es igual a 61.4 segundos.

1933,18

61.4 1

eModeloEM

s

−

=+

Se puede apreciar que todos los parámetros obtenidos disminuyeron ligeramente con

respecto a los calculados en el método de la respuesta transitoria.

3.4.5 Validación del modelo.

Cuando un modelo ha sido obtenido a partir de datos experimentales, es necesario

examinar el mismo para conocer en qué medida el modelo obtenido se ajusta a las

mediciones realizadas. [Vargas, 2003]. La validación permite comprobar si el modelo

identificado representa el comportamiento real, teniendo en cuenta las limitaciones de los

métodos de identificación y los objetivos finales a partir de los cuales fue concebido.


72

Evaluar si el problema que motivó la tarea de modelar puede ser solucionado usando el

modelo obtenido, puede considerarse como la prueba más importante de validación del

modelo. Por ejemplo, si un regulador basado en el modelo satisface los requerimientos de

control, entonces el modelo será válido, independientemente de la forma que tenga.

No obstante, a menudo es imposible, costoso o peligroso probar todos los posibles

modelos con el uso que se ha previsto. Por ello, la confianza en el modelo debe verificarse

de otras maneras. [Tema203, 2007]. En general, la mayoría de los métodos de validación

tratan de determinar si la respuesta del modelo se ajusta con suficiente exactitud a los

datos de entrada-salida obtenidos mediante experimentación.

Existen factores que facilitan evaluar la calidad del modelo obtenido, estos son:

o El comportamiento de la salida del modelo (%Fit).

o Los valores del error de simulación.

o Los valores el error de predicción (modelo).

Si se comprueba que las relaciones porcentuales de la media del error de simulación y de

la media del error de predicción respecto a la media de la salida medida son menores que

el 5%, entonces se puede afirmar que el modelo es válido para la identificación en los

procesos industriales. [Delgado, 2002].

En la Fig. 3-14 se muestra el porciento de ajuste de los dos modelos obtenidos.

0 100 200 300 400 500-5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Tiempo (seg.)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Simulación de la salida y de los modelos obtenidos

Método de la respuesta transitoria (90,95%)Curva del experimento Td

Método de estimación con MatLab (94,65%)

Fig 3-14. Simulación de los modelos obtenidos y de la salida medida.


73

Como se puede apreciar en la Tabla 3-6, la validación de los modelos obtenidos

demuestra que ambos son admisibles en la descripción del proceso de variación de

temperatura en el intercambiador de placas, ya que presentan un %Fit superior al 90% y

los errores de simulación y de predicción son menores al 5%. Se evidencia además, que el

ModeloRT a pesar de ser efectivo no es el más exacto, pues la identificación mediante el

toolbox de identificación de Matlab ofrece mejores resultados ante un mismo estímulo,

logrando una mayor similitud entre el modelo y el proceso real.

Tabla 3-6. Criterios para evaluar la calidad de los modelos.

Ajuste (% Fit) Error de simulación

Error de predicción

ModeloEM 94,65 % 1.5700 % 1.5751 % ModeloRT 90,95 % 2.8959 % 3.0151 %

Por lo antes expuesto el modelo escogido para diseñar el lazo de control de temperatura

será.

1933,18

61.4 1

eModeloEM

s

−

=+

La validación cruzada es un procedimiento muy habitual que puede ser considerado como

otra técnica de validación de modelos, la cual consiste en simular el modelo identificado

con un conjunto de medidas distintas a las utilizadas para la identificación, y comparar la

respuesta del modelo con los datos observados del sistema real.

La validación cruzada se reconoce como la mejor manera de validar el modelo y la única

prueba verdadera para su aplicabilidad general. [Tema203, 2007]

Se realizó un estudio de comparación del comportamiento del modelo escogido contra las

siete curvas de salidas medidas que no se utilizaron en la identificación.

Tabla 3-7. Validación cruzada entre el modelo y cada una de las curvas.

Experimentos % Ajuste con el ModeloEM

Error de predicción

Error de simulación

Ta 89.9706 % 2.8523 % 3.0512 % Tb 93.1776 % 1.9869 % 2.0956 % Tc 87.3055 % 3.1835 % 3.9512 % Te 88.3620 % 3.6223 % 3.9515 % Tf 85.0480 % 4.3842 % 4.8010 % Tg 90.5773 % 2.6656 % 2.7072 % Th 79.4356 % 6.0717 % 6.6148 %


74

Como se observa en la Tabla 3-7. el por ciento de ajuste del modelo obtenido con cada

uno de los juegos de valores medidos es superior al 75% y en la mayor parte de los casos

los errores obtenidos son aceptables para la identificación de este tipo de proceso

industrial.

3.5 Ajuste de los valores del controlador del lazo de temperatura.

El control clásico, empleado durante décadas en los sistemas de control, ha ganado la

popularidad de los fabricantes y la confianza de los usuarios. Como líder en este campo se

encuentran el regulador PID (Proporcional Integral Derivativo) y el PI (Proporcional

Integral), ocupando un lugar especial en la industria. [Kuo, 1996]

Los métodos empíricos de sintonía de controladores PID no constituyen la solución

completa al ajuste de los parámetros, sino una primera aproximación a los valores

óptimos, con los consiguientes ahorros de tiempo y calidad de control. [Delgado, 2002].

El método de las oscilaciones permanentes es uno de los más usados debido a la gran

comodidad que ofrece en el momento de su uso. Esto trae consigo algunas deficiencias

que se deben tener en consideración a la hora de ajustar el controlador, por lo que

después de hallar los valores de P, I, y D, se precise de un nuevo ajuste para llegar a la

respuesta deseada, este nuevo ajuste se le conoce como ajuste fino.

La función transferencial del modelo obtenido tiene incluida la válvula, el proceso de

variación de temperatura en el intercambiador ante la variación del flujo de vapor y el

sensor-transmisor PT100. En la Fig. 3-15 se muestra el esquema de simulación del

modelo obtenido utilizando el Simulink de Matlab R2007.

Fig. 3-15. Simulación del lazo cerrado

En el diseño, se halla el valor de la ganancia del controlador (Kc) a partir del método de

Routh-Hurwitz, tomando como aproximación del tiempo muerto la función de padé de

segundo orden, obteniéndose el siguiente polinomio característico:

( ) ( ) ( )3 264.1 21.24 33.18* 2.447 10.48* 0.03324 1.103*P s k s k s k= + + + − + +


75

El valor de la ganancia crítica (Kcrítica) calculado mediante el arreglo de Routh-Hurwitz es

de 0.1812, luego se estimula la referencia del sistema en lazo cerrado con un paso

escalón unitario, y el controlador solamente con acción proporcional (P=Kc), (Ti= infinito;

Td= 0), durante un tiempo de simulación es de 500 segundos.

Se aumenta el valor de Kcrítica mediante el método de prueba y error hasta lograr

oscilaciones de amplitud constante, ver Fig. 3-16. De igual manera, el período de dichas

oscilaciones se denomina Pcrítico.

Fig. 3-16 Sistema simulado con la Kc

El valor de la Kcrítica con la cual el sistema llega al límite de la estabilidad es de 0,186 y el

Pcrítico entre oscilaciones es de aproximadamente 67.5 segundos. Con estos valores y

mediante las expresiones del método de Ziegler & Nichols (Z&N) ver Tabla 3-8, se

obtienen los valores teóricos del controlador.

Tabla 3-8 Expresiones para obtener los valores del controlador por el método de Z&N.

Controlador cK iT dT

P 2

críticaK

PI 2,2

críticaK 2,1

críticoP

PID 7,1

críticaK

2críticoP

8críticoP


76

El algoritmo de control que se utilizó para el diseño es un PI ya que se consideró

innecesaria la acción derivativa debido a que no existen requerimientos para el

amortiguamiento de las oscilaciones.

La acción proporcional asegura una velocidad de respuesta muy buena, pero no brinda un

error de estado estacionario nulo y puede presentar error dinámico por lo que con la

acción integral se asegura un error de estado estacionario con valor cero.

El algoritmo PI puede ser representado por la siguiente ecuación:

( ) ( )0

1( )

t

c

i

u t K e t e t dtT

= +

∫ (3.7)

donde:

( )tu - Variable de control;

( )te - Error entre la salida y la referencia;

cK - Ganancia Proporcional;

iT - Tiempo de acción integral;

Los valores calculados son los siguientes: Kc=0.08454 y Ti=56.25, luego en el controlador

sería P=Kc=0,08454 e I=Kc/Ti=0,001503. Con estos valores se realiza la simulación en el

simulink de MatLab y se obtiene la siguiente gráfica.

0 100 200 300 400 5000

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

Tiempo (seg.)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Respuesta del sistema con los valores teóricos

Fig. 3-17. Respuesta del sistema ante un paso en la referencia.


77

En la Fig. 3-17 se puede observar que el sistema presenta una respuesta estable pero el

tiempo de establecimiento (Ts=183 s) y el por ciento de pico máximo (%MP= 39.66 %) no

cumplen con los requerimientos necesarios; lo cual era de esperar dabido a que el método

de Ziegler & Nichols es un procedimiento empírico y para obtener una respuesta más

adecuada se hace necesario posteriormente realizar un ajuste fino.

3.6 Ajuste fino de los valores del controlador del lazo de temperatura.

Para lograr un mejor ajuste se utilizó el método de prueba y error, así como el método de

optimización de parámetros mediante las simulaciones en el MatLab, de esta manera se

pueden comparar los resultados obtenidos y seleccionar los parámetros que obtengan una

mejor respuesta del sistema

La viscosidad óptima para la purificación del fuel oil se alcanza cuando la temperatura del

combustible a la entrada de la purificadora es de 98 ºC, por lo que si considera este valor

como el 100% y se desea que la variable controlada no supere los 100 ºC debido a que

puede ocasionar fugas del combustible, entonces el ajuste del controlador debe ser tal que

garantice que el porciento de máximo sobreimpulso (%MP) sea menor del 2%. Este valor

de sobreimpulso es considerado como un requerimiento imprescindible para el buen

desarrollo del proceso.

En [Sala, 2001] se plantea que: “Cuanto más lentas sean las especificaciones de control,

(parecidas al comportamiento en bucle abierto), más robusto será el regulador. No se

debe pedir a un proceso un comportamiento mucho más rápido que la dinámica

identificada en bucle abierto: si el modelo del proceso es “razonablemente correcto” hasta

una frecuencia, no se deberán requerir especificaciones más allá de esa frecuencia. Del

mismo modo, dada la presencia de no-linealidades, los cambios de punto de

funcionamiento deberán ser graduales.”

Teniendo en cuenta el planteamiento anterior, se estima como valor aceptable para el

tiempo de subida (Tr): 60 segundos, y 100 segundos como tiempo de establecimiento (Ts),

los cuales especifican una respuesta transitoria similar a la del proceso a lazo abierto.

El método de prueba y error consiste en hacer pequeñas modificaciones a los valores

obtenidos y simular el proceso hasta lograr un mejor comportamiento del sistema. Por su

parte, el método de optimización de parámetros se realiza con ayuda del bloque Signal

Constrains, localizado en la librería Simulink Response Optimization, la cual constituye


78

una poderosa herramienta del Simulink brindada por el MatLab (R2007). Esta herramienta

permite hacer varias iteraciones, con el objetivo de obtener y simular las mejores

respuestas del sistema, que cumplan con los requerimientos especificados. En la Fig 3-18

se muestra el esquema desarrollado para determinar los parámetros del controlador.

Fig. 3-18 Ajuste del Controlador PI con el Output Constraint.

En la Tabla 3-9 muestra los valores de los controladores diseñados por ambos métodos:

Tabla 3-9 Controladores diseñados para el control de la temperatura.

Método utilizado para el ajuste fino Kc Ti Método de prueba y error. 0.04 60.6 Método de optimización de parámetros. 0.04299 63.13

En la Fig. 3-19 se observa la respuesta del sistema ajustado mediante el método de

prueba y error y el método de optimización.

0 100 200 300 400 5000

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

Tiempo (seg.)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Respuesta del sistema con el ajuste fino

Ajuste del controlador por prueba y error.Ajuste del controlador por optimización.

Fig. 3-19. Respuesta del sistema ante los dos métodos de ajuste fino.


79

En la Tabla 3-10 se puede observar que los resultados obtenidos en ambos casos,

cumplen con los requisitos que fueron expuestos anteriormente, puesto que se logró una

respuesta transitoria cuyo pico máximo fue menor al 1%. En cuanto al tiempo de

establecimiento y de subida, se consideran aceptables, teniendo en cuenta que los

sistemas de control de temperatura constituyenuno de los procesos más lentos que se

pueden encontrar la industria.

Tabla 3-10 Parámetros de la respuesta del sistema controlado.

Controlador Ts (seg.) Tr (seg.) % MP Método de prueba y error. 100.7 63.7 0.73% Método de optimización de parámetros. 95.7 60.3 0.17%

Con los resultados obtenidos y partiendo de la premisa planteada en cuanto a la

importancia de garantizar el menor sobreimpulso posible y obtener la respuesta más

rápida posible, se decide seleccionar los parámetros del controlador obtenidos por el

método de optimización.

3.7 Validación de los parámetros del controlador.

Para comprobar la efectividad del regulador PI, se obtienen mediante el toolbox de

identificación de Matlab los modelos más representativos de las curvas experimentales

que no fueron utilizadas para el diseño de este controlador y se simula, con todos los

modelos obtenidos, la respuesta del sistema de control.

Para dicha simulación se desarrolla en Simulink una aplicación donde la señal de

referencia puede ser seleccionada mediante un interruptor (ver Anexo 3-3). La señal de

referencia1 simula el paso escalón más crítico que pudiera experimentar este sistema, con

una temperatura inicial del combustible de 60 ºC (temperatura más baja del tanque de

sedimentación) y un setpoint de 98 ºC. La señal de referencia2 es una secuencia de

valores que aumentan en 10 ºC cada 60 segundos hasta alcanzar un setpoint de 98 ºC.

Estas señales se utilizan con el objetivo de observar la magnitud de la acción de control y

verificar la capacidad de regulación del controlador frente a diferentes comportamientos

del sistema real, representados mediante los modelos de los experimentos.

Los parámetros del controlador de cada uno de los sistemas simulados son los mismos

que se obtuvieron en el epígrafe 3.6 por el método de optimización de Matlab.

En la Fig. 3-20 se observa que el sistema de control diseñado es capaz de controlar a

todos los modelos, cumpliendo con los requerimientos del proceso en cuestión.


80

0 100 200 300 400 50060

70

80

90

100

Tiempo (s)

Tem

pera

tura

(ºC

)

Respuesta ante la señal de referencia 1

0 100 200 300 400 50060

70

80

90

100Respuesta ante la señal de referencia 2

Tem

pera

tura

(ºC

)

Tiempo (s)

Fig. 3-20. Respuesta del sistema en lazo cerrado.

0 100 200 300 400 5001

1.5

2

2.5Señal de control con la referencia 1

Tiempo (s)

Tem

pera

tura

(ºC

)

0 100 200 300 400 5000

0.5

1

1.5Señal de control con la referencia 2

Tem

pera

tura

(ºC

)

Tiempo (s)

Fig. 3-21. Respuesta de la señal de control.


81

En la Fig. 3-21 se presentan las señales de control del sistema ante diferentes señales de

referencia, como se puede apreciar la magnitud de la señal de control con la referencia 2

es mucho menor que con la referencia 1, por lo que se comprueba que: los cambios

bruscos de la referencia en procesos con modelado impreciso deben ser graduales;

debido a que generan amplitudes grandes en la acción de control que pueden excitar

dinámicas no lineales. Además de estas consideraciones matemáticas, existe la limitación

por razones económicas: cuanto más rápido o/y potente es un actuador, más caro es.

Cuanto más actividad en alta frecuencia se le exige a un actuador (en particular, mecánico

o electromecánico), menor duración. [Sala, 2001].

Por tanto, los reguladores basados en técnicas lineales deben ser “suficientemente

suaves” para que los resultados teóricos se vean refrendados en la práctica.

3.8 Modificaciones al sistema de control de temperatura del combustible.

Esta propuesta se basa en la renovación de este lazo de control con el menor número de

modificaciones posibles a la instrumentación montada en los HTU, para disminuir el costo

de la inversión en este proyecto. Además como estos grupos electrógenos aún se siguen

montando en varios lugares del país, se podría adoptar estas modificaciones propuestas y

pedirle a los fabricantes que realicen estas modificaciones antes de traer definitivamente

todos los equipos para montar los emplazamientos que faltan.

Para medir la variable de temperatura a la salida del calentador se utiliza como sensor

primario la Pt100 con transmisión de tres hilos hacia el panel de control. La salida

analógica de 4-20 mA, correspondiente a la temperatura medida, que brinda el KPC se

envía hacia el PLC S7 CPU 315-2PN/DP que se encuentra instalado en el armario de

control para controlar la secuencia de funcionamiento del HTU.

En la Fig. 3-20 se muestran los módulos montados en el rack de estos PLC y aparecen en

el siguiente orden:

• 2 módulos SM 321 de 32 entradas digitales.

• 1 módulo SM323 de 16 entradas y 16 salidas digitales.

• 3 módulos SM322 de 32 salidas digitales

• 1 módulo SM331 de 8 entradas analógicas.

• 1 módulo FM-350


82

Fig. 3-20. PLC CPU 315-2PN/DP

El PLC de Siemens está provisto de funciones integradas de control PID, dada su muy alta

velocidad de procesamiento y gran capacidad de memoria de 128KB, fue posible realizar

un control muy preciso de la temperatura. [SIEMENS, 2006]

Se propone la sustitución del módulo SM331 por un módulo SM 334 de entradas/salidas,

el cual consta de 4 entradas y 2 salidas analógicas. Ver Fig. 3-21

Fig. 3-21. Módulo SM 334 de entradas/salidas analógicas.

Esta modificación permite realizar las funciones del SM331 (adquirir por un canal la

variable de viscosidad), así como obtener los valores de temperatura del combustible de

las purificadoras de fuel oil y quedaría un canal de entrada de repuesto o para futuras

ampliaciones. Además se utilizan los dos canales de las salidas analógicas para operar los

actuadores de las válvulas de control del flujo de vapor de dichas purificadoras.


83

La válvula de control y el actuador que están montados actualmente se mantienen en el

nuevo lazo de control, pero se cambia el modo de actuación sobre la válvula. Se sugiere

utilizar el posicionador electro-neumático modelo JCV-EP11 del mismo fabricante de la

válvula.

Fig. 3-22. Posicionador electro-neumático JCV-EP11.

En la Tabla 3-11 se presentan las principales características del JCV-EP11 de JOKWANG:

Tabla 3-11. Especificaciones técnicas del posicionador JCV-EP11. [JOKWANG, 2008].

Características Señal de entrada 4~20 mA DC. Resistencia de entrada 235 ± 15 Ω Presión de aire suminstrado Max. 0.7MPa

Conexión PT1/4 (NPT 1/4) Características de la salida Lineal Linealidad ± 1.0 % F.S Histeresis 0.5 % F.S

Repetibilidad ± 0.5 % F.S

Material Aluminio Peso 2.9 Kg

El posicionador electro-neumático JCV-EP11 recibe la señal de control del PLC (4~20 mA)

y regula la presión de aire para operar la válvula de control entre el 14 y el 70% del

desplazamiento total de la válvula, lo cual es aceptable considerando que para alargar el

tiempo de explotación de la válvula, la posición del vástago no debe variar. Además es

perfectamente realizable ya que la línea de aire del HTU tiene una presión de 0.9 MPa.


84

3.9. Parametrización del controlador de temperatura en el PLC.

La librería "Standard Library/PID Control" de Step7, tiene dos reguladores de temperatura:

1. FB 58 "TCONT_CP": Regulador de temperatura para actuadores con señal de

entrada continua o en forma de impulso. Este bloque de regulación contiene

también una función de optimización automática para los parámetros PI/PID.

2. FB 59 "TCONT_S": Regulador discontinuo de temperatura para actuadores de

acción integral, como por ejemplo: un servomotor.

Los bloques de función (FB), suponen una simple regulación de software, es decir, un

bloque contiene todas las funciones del regulador, cuyos parámetros de ajuste se

depositan en el bloque de datos (DB) correspondiente. De esta forma, es posible llamar

varias veces los FB de regulación PID de temperatura. [SIEMENS, 2003].

El algoritmo PID trabaja en el algoritmo de posición. Las acciones proporcional, integral

(INT) y derivativa (DIF) están conectadas en paralelo y pueden activarse y desactivarse

por separado, de este modo se pueden parametrizar reguladores P, PI, PD y PID.

Para la parametrización del regulador del calentador de fuel oil se utiliza el FB 58 debido a

que la señal manipulada que actúa sobre el posicionador electro-neumático de la válvula

debe ser es continua. La Fig. 3-21 presenta una llamada del regulador en formato KOP:

Fig 3-21 Bloque PID para el control de temperatura.


85

El FB TCONT_CP se debe llamar de forma equidistante. Para ello, se utiliza un nivel de

alarmas cíclicas, por ejemplo el OB35. En la Tabla 3-12 se encuentran los parámetros más

importantes para interconectar el bloque con las magnitudes de proceso:

Tabla 3-12. Parámetros del bloque regulador de temperatura. [SIEMENS, 2003].

Direc. Parámetro Declaración Tipos de datos

Descripción

0.0 PV_IN INPUT REAL Entrada de valor real. En la entrada "Entrada de valor real" se puede parametrizar un valor de puesta en servicio, o se puede conectar un valor real externo en coma flotante.

14.0 PV OUTPUT REAL Valor real. En la salida "Valor real" se emite el valor real que actúa realmente.

18.0 LMN OUTPUT REAL Valor manipulado En la salida "Valor manipulado" se emite en formato de coma flotante el valor manipulado que actúa realmente.

26.0

CYCLE [seg.]

INPUT/ OUTPUT

REAL

Tiempo de muestreo del regulador continuo Valor predeterminado del tiempo de muestreo para el algoritmo PID. El optimizador calcula el tiempo de muestreo en la fase 1 y lo introduce en CYCLE.

34.0 SP_INT

INPUT/ OUTPUT

REAL

Consigna interna. La entrada "Consigna interna" sirve para preseleccionar una consigna.

38.0

MAN INPUT/ OUTPUT

REAL

Valor manual La entrada "Valor manual" sirve para predeterminar un valor manual. En modo Automático, se corrige según el valor manipulado.

El valor de consigna se introduce en la entrada SP_INT en coma flotante sea de física o

en porcentajes. El valor de consigna y el valor real PV_IN deben indicarse con la misma

unidad para la formación del error de regulación.

El valor manipulado LMN se restringe a los límites de valor manipulado, como se muestra

en la Fig. 3-22. Si se limita el valor manipulado, la acción I se detiene; en caso de un error

de regulación que mueva la acción I hacia el margen de corrección interno, se volverá a

habilitar la acción I.


86

El tiempo de muestreo CYCLE del regulador no debe exceder el 10 % del tiempo de

acción integral calculado del regulador (TI): CYCLE ≤ TI/10. [SIEMENS, 2003].

En la Fig. 3-22 se muestran también los parámetros del regulador PI para el control de la

temperatura del combustible a la salida del calentador de fuel oil para las separadoras

centrífugas SJ-G series en los HTU de los grupos electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW.

Fig. 3-22 DB58 asociado al regulador de temperatura continuo.

Capítulo 4

Instrumentación del sistema de purificación de

los Grupos Electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW.


88

El propósito principal de todo sistema de control es asegurar una correlación estrecha

entre la magnitud de la salida del sistema y el valor deseado de esa salida. No son pocos

los esfuerzos que se realizan para obtener la configuración más adecuada de un sistema

de control para un proceso en particular, sin embargo, la eficiencia de los resultados de

esa configuración dependen de cómo el sistema percibe la variable del proceso.

La calidad de la medición es uno de los elementos fundamentales durante el diseño y

ejecución de un sistema de control. La medición, como proceso, es un conjunto de actos

experimentales dirigidos a determinar una magnitud física de modo cuantitativo,

empleando los medios técnicos apropiados y en el que existe al menos un acto de

observación [Cartaya, 1982].

Una medición se expresa por medio de una cantidad numérica y la unidad de medida

correspondiente a la magnitud dada. A cada magnitud le corresponden una o varias

unidades. En la actualidad es casi universalmente aceptado el Sistema Internacional de

Unidades, que a partir de siete magnitudes fundamentales, deriva el conjunto conocido de

unidades que expresan los valores de todas las magnitudes empleadas para caracterizar

las propiedades de los objetos y fenómenos de la naturaleza.

Todo acto de medición es esencialmente inexacto y los valores obtenidos, son números

aproximados. El verdadero propósito de una medición es, el de obtener una aproximación

al valor verdadero, que se denomina valor medido. Como resultado de la medición, sólo

podrá expresarse un mejor valor y la incertidumbre dentro de la cual es probable que se

encuentre el valor verdadero.

4.1 Instrumentación del sistema de purificación en el HTU.

Hoy en día es inimaginable la industria moderna sin una compleja interacción de

numerosos sistemas, en los cuales, los instrumentos de medición desempeñan un papel

primordial. La unidad de tratamiento de combustible pesado de los grupos electrógenos no

está exenta de este planteamiento, diferentes instrumentos de medición forman parte de

un sistema de control complejo diseñado para la purificación de fuel oil y el aceite

lubricante de los motores que generan la energía eléctrica.

Se realiza este levantamiento instrumental debido a la falta de información existente en los

manuales del fabricante, detallando las principales características y especificaciones

técnicas de estos instrumentos.


89

En la tabla 4-1 se resumen las principales especificaciones técnicas de la instrumentación

existente en la etapa de purificación correspondiente a un HTU de una batería de los

grupos electrógenos de fuel oil de HYUNDAI:

Tabla 4-1 Principales especificaciones técnicas de los instrumentos de medición.

Descripción Cdad. Modelo Rango Set point Exactitud SWITCH

Switch de nivel del tanque de lodo para HFO/LO. 1

RLS- 42A2S-

WT - H, L

SENSORES Sensor de presión para la función LM en las purificadoras de HFO/LO.

6 KM10 0~500 KPa 150 KPa 3 %

Sensor de presión para la función WD en la purificadora de HFO.

2 KM10 0~400 KPa 100 KPa 3 %

Transmisor de temperatura a la salida de HFO/LO del calentador.

3 Pt100 0~ 200 ºC 98 ºC 0.4

TERMÓMETROS Temperatura de entrada del HFO al calentador. 2 R52.080 0~100 ºC 60 ºC 1

Temperatura de salida del HFO al calentador. 2 A52.080 0~160 ºC 98 ºC 2

Temperatura de entrada del LO al calentador. 1 R52.080 0~100 ºC 40 ºC 1

Temperatura de salida del LO al calentador. 1 A52.080 0~160 ºC 90 ºC 2

MANÓMETROS Presión en la entrada de la bomba de HFO/LO. 3 232.50 -100~500 KPa -26.66 KPa 1.6

Presión en la salida de la bomba de HFO/LO. 3 232.50 0~400 KPa 100 KPa 1.6

Presión en la entrada de la bomba de lodos. 1 232.50 -100~500 KPa -0.1~0 Mpa 1.6

Presión en la salida de la bomba de lodos. 1 232.50 0~400 KPa 0-0.2 Mpa 1.6

Presión en la línea de recirculación. 2 GV50-173 0~400 KPa 100 KPa 1.5

Presión en la entrada de HFO/LO. 3 GV50-173 0~200 KPa 50 KPa 1.5

Presión en la salida de HFO/LO. 3 GV50-173 0~400 KPa 150 KPa 1.5


90

4.1.1 Switch de nivel.

Del proceso de purificación se obtienen por separado combustible, agua y lodos; estos

últimos se depositan en un tanque de acumulación de lodos que se encuentra en la parte

inferior del HTU. En este tanque contamos con un switch de nivel de tipo flotante, modelo

RLS-42A2S-WT, mostrado en la Fig.4-1, el cual consta de un flotador que sigue el nivel

del líquido, un imán permanente montado en dicho flotador y un interruptor encapsulado

dentro de la tubería guía. El imán activa el interruptor cuando ambos alcanzan el mismo

nivel enviando una señal para accionar alarmas o circuitos controladores.

Fig. 4-1. Switch de nivel de tipo flotante RLS-42A2S-WT.

Este sensor permite la activación de la bomba de extracción de lodos cuando el nivel en el

tanque de acumulación llega al punto prefijado por los operarios. Cabe destacar, que este

tope debe tener cierta holgura con respecto al borde superior del tanque, que permita a la

bomba vaciar el depósito mientras las purificadoras hacen sus descargas continuas sin

que el tanque se desborde. En la Tabla 4-2 se muestran las especificaciones técnicas.

Tabla 4-2. Características del switch de nivel RLS-42A2S-WT. [HANKUK, 2008].

Parámetro Argumentación Variable medida Nivel Conexión Parte superior tipo brida Montaje de brida JIS5K-100A (4 in) Máx. presión 0.10 MPa Máx. temperatura de operación 100 ºC Tipo de función Alarma Tamaño del flotador ø50x45L Material del flotador SUS 316 Fabricante Miboo


91

4.1.2 Transductores de presión relativa.

El transmisor de presión KM10 (ver Fig. 4-2), se encuentra midiendo la presión del

combustible y bajo severas condiciones de trabajo; lo cual es permisible ya que la unidad

es altamente durable y estable.

Fig. 4-2. Transmisor de presión modelo KM10.

En las purificadoras de HFO y de LO contamos con seis trasmisores de presión en las

tuberías de entrada y salida del combustible de la purificadora. La función que realizan en

esos puntos es transmitir continuamente el valor de presión, esta señal es enviada al

multimonitor de la purificadora, el cual ante una caída brusca de presión entre ambas

tomas, activa una alarma de fuga del combustible en el proceso de purificación.

Otros dos sensores se encuentran en la tubería de recirculación de las purificadoras de

HFO, para la detección de agua en el combustible, en caso de que trabajen como

clarificadoras. Cabe señalar que el modelo GBC-1 no presenta esta función. Las

especificaciones técnicas de este instrumento se muestran en la Tabla 4-3.

Tabla 4-3. Características de los trasmisores de presión KM10. [ASHCROFT, 2008].

Parámetro Argumentación Variable medida Presión Rango de presión 0 a 500 KPa Exactitud ±3% a máxima escala Alimentación 5V ± 0.5 Vdc Señal de salida 0.5~4.5 Vdc Histéresis ≤ 0.05% Temperatura de trabajo -40°C a 120°C Peso 60 g Fabricante Nagano Keiki Período de calibración 1 año. Ver instrucciones en el epígrafe 4.2.2.


92

4.1.3 Transmisor de temperatura Pt100 a la salida de los calentadores de HFO/LO.

En la tubería de salida del combustible del calentador se cuenta con una Pt100 que

transmite el valor de la temperatura que tiene el fluido hacia el Panel de control de la

purificadora Este valor se compara con los parámetros prefijados, con el objetivo de enviar

una señal que emita una alarma por baja o alta temperatura del combustible.

Esta medición tiene una vital importancia en el comienzo del proceso de purificación, ya

que si el fluido no tiene la temperatura adecuada, puede producirse fuga del combustible.

Fig. 4-3. Transmisor de temperatura Pt100.

Su principio de funcionamiento consiste en que la resistencia eléctrica de metales puros

aumenta su valor (ohmeaje) con el aumento de la temperatura, en algunos casos de forma

muy precisa y casi lineal. Para medir la variación de resistencia, en el detector se usan

variantes de circuitos basados en el puente de Wheatstone. Generalmente están

protegidos por vainas protectoras o termopozos. En la Tabla 4-4 se presentan las

especificaciones técnicas de esta PT100.

Tabla 4-4. Características de los transmisores de temperatura Pt100. [HYUNDAI, 2006].

Parámetro Argumentación Variable medida Temperatura. Material Platino Diámetro 10 mm Rango de medición 0 ~ 200 ºC Sensibilidad 0.385 ohmios/ºC Precisión 0.2 % Largo del termopozo 100 mm. Período de calibración 1 año. Ver instrucciones en el epígrafe 4.2.3.


93

4.1.4 Termómetros bimetálicos en el calentador.

Los termómetros bimetálicos de carátula modelo 52 del fabricante Wika, mostrado en la

Fig. 4-4, se encuentran en la entrada y en la salida de HFO/LO de los intercambiadores de

calor que acompañan a las purificadoras. Este termómetro se basa en la contracción y

expansión de dos diferentes aleaciones metálicas en forma de espiral, de alto y bajo

coeficiente de dilatación. Estas aleaciones al ser expuestas a una misma temperatura

producen un movimiento giratorio debido a la diferencia en la sensibilidad térmica, el cual

se transmite a la aguja indicadora de la escala graduada en la carátula, expresando así, el

valor de temperatura al que fueron sometidas. [Pantuso, 1988].

Fig. 4-4. Termómetro bimetálico tipo 52. Estos termómetros brindan una indicación local del valor de temperatura que le permite al

operador comprobar el correcto funcionamiento del intercambiador de calor y dar la puesta

en marcha del proceso de purificación. En la Tabla 4-5 se exponen las principales

especificaciones técnicas de este instrumento.

Tabla 4-5. Características de los termómetros bimetálicos tipo 52 de WIKA. [WIKA, 2008].

Parámetro Argumentación Variable medida Temperatura. Aguja Aluminio, negra y micrométrica. Elemento de medición Espiral bimetálica helicoidal. Diámetro de la carátula 80 mm. Máx. presión de trabajo 0.25 MPa Tipo de conexión A52.080 axial. R52.080 radial. Rango de medición 0 ~160 ºC 0 ~100 ºC Campo de medida 20 ~140 ºC 10 ~90 ºC Peso 200 g. 270 g. Fabricante, año Wika, 2004 Período de calibración 1 año. Ver instrucciones en el epígrafe 4.2.3.


94

4.1.5 Manómetros de deformación elástica de carátula.

Dentro del levantamiento instrumental se hallan manómetros de tubo bourdon tipo C,

modelo 232.50 del fabricante WIKA, ver Fig. 4-5; los cuales están formados por un tubo de

sección elíptica que forma un anillo casi completo cerrado por un extremo y conectado a la

fuente de presión por el otro. Al aumentar la presión en el interior del tubo, éste se

endereza, provocando un movimiento que es captado por una aguja indicadora colocada

en el extremo cerrado del tubo. [Pantuso, 1988].

Fig. 4-5. Manómetro de carátula modelo 232.50.

Como se observa en la figura 4-5 el dial es bastante pronunciado, lo que lo hace ideal para

aplicaciones que sea necesario ser leídos desde lejos, son de acero inoxidable y ofrecen

una protección ante la corrosión. Los indicadores de presión de este tipo están distribuidos

en las entradas y salidas de las bombas de succión y en la bomba del tanque de lodos. En

la Tabla 4-6 se muestran las características técnicas de estos indicadores de presión.

Tabla 4-6. Características de los indicadores de presión 232.50 de WIKA. [WIKA, 2008].

Parámetro Argumentación Variable medida Presión Rango de medición 0 ~ 400 KPa Elemento de medición tubo bourdon tipo C Diámetro de la carátula 63 mm Clase de exactitud 1.6% a máxima escala Entrada de presión Axial.

Radial. Peso 160 g. Material Acero inoxidable 316L Fabricante, año Wika, 2007 Período de calibración 1 año. Ver instrucciones en el epígrafe 4.2.1.


95

También entre los manómetros de deformación elástica se encuentra un indicador de

presión del fabricante Sigma, el manómetro de carátula modelo GV-50, mostrado en la Fig.

4-6; el cual está situado en la línea de recirculación de HFO y en las tuberías de entrada y

salida de HFO/LO a las purificadoras. La Tabla 4-7 muestra sus principales características.

En el HTU de cada unidad de los grupos electrógenos existen dos purificadoras de fuel oil

y una de aceite por lo que existen ocho indicadores de este tipo, ya que el modelo de las

purificadoras de aceite lubricante no tiene la tubería de recirculación.

Fig. 4-6. Manómetro de carátula modelo GV50-173.

El principio de funcionamiento de estos manómetros de tubo Bourdon es exactamente

igual al del manómetro de carátula modelo 232.50, explicado con anterioridad.

Tabla 4-7. Características del manómetro modelo GV50-173. [NAGANO, 2008].

Parámetro Argumentación Variable medida Presión Rango de medición 0 ~ 400 KPa Clase de exactitud ± 1.5% a máxima escala Diámetro de la carátula 70 mm Líquido de relleno Glicerina Elemento de medición tubo Bourdon Entrada de presión Tipo A radial Conexión R1/4 in (PT) Fabricante Sigma Período de calibración 1 año. Ver instrucciones en el epígrafe 4.2.1.

El conocimiento de las principales características de los instrumentos no basta para

obtener las mediciones adecuadas, existe la necesidad de realizar verificaciones

periódicas de los elementos de medición para poder corregir estas mediciones y lograr

una mejor calidad del producto final.


96

4.2 Calibración.

En el epígrafe anterior se describieron en algún detalle las características estáticas de los

instrumentos medidores. Sin embargo, ha sido omitido un aspecto importante y es que un

instrumento sólo se corresponde con los patrones estáticos indicados después de que

haya sido calibrado.

Generalmente puede asumirse que un instrumento nuevo habrá sido calibrado por su

fabricante y por consiguiente, en sus inicios se comportará según las características

indicadas en las especificaciones técnicas. Durante el uso y por varias razones, su

comportamiento divergirá gradualmente de las especificaciones declaradas. Tales razones

incluyen desgaste mecánico, los efectos de suciedad, polvo, humazón y los cambios de

temperatura en el ambiente operativo.

La tasa de divergencia de las especificaciones iniciales difiere según el tipo de instrumento,

la frecuencia de uso y la severidad de las condiciones operativas. Cuando las

características del instrumento habrán ido a la deriva de la especificación modelo por una

cantidad inaceptable se hace necesario recalibrar el instrumento para dichas

especificaciones. La instrumentación que se instala en los procesos tecnológicos debe ser

revisada sistemáticamente y si los errores están por encima de la clase de precisión, se

ajusta y calibran.

La calibración es el procedimiento metrológico que permite ajustar el instrumento en cada

punto de su rango de medición, hasta que sus lecturas de salida equivalen a un segundo

instrumento (patrón) de exactitud superior, para el cual las mismas entradas son ejercidas.

Este segundo instrumento es mantenido solamente para la calibración y sus

especificaciones son exactamente conocidas. [INDECOPI, 2008].

Este procedimiento puede repetirse tantas veces como sea necesario para determinar con

la mayor precisión posible, el valor de los errores de los instrumentos de medición. Es un

proceso complejo y el personal que lo realice debe encontrarse adecuadamente entrenado

en la actividad, para garantizar la excelencia de los resultados. La periodicidad de la

calibración depende de las magnitudes y de las especificaciones de los instrumentos

descritas por los fabricantes y de las normas vigentes en el país.

Es de suma importancia, a pesar de que es subestimado por tecnólogos y otro personal en

la industria, después de realizado un mantenimiento general a los instrumentos o después

de un largo período de almacenamiento se hace necesaria su calibración.


97

4.2.1 Procedimientos para la calibración de manómetros de deformación elástica.

Esta instrucción establece los métodos y los medios para la calibración de manómetros de

deformación elástica con rango de medición comprendido entre –0,1 y 60 MPa (-1 y 600

Kgf/ cm2) de clase desde 1,5 hasta 4; según lo establecido en la I-P.96.22 de la INEL y las

Disposiciones para la supervisión metrológica de la Oficina Nacional de Normalización.

Condiciones y preparación para la calibración.

o La temperatura ambiental del lugar donde se realice la calibración será de (23 ± 5)

ºC y durante la calibración la temperatura ambiental no debe variar mas de 3ºC

para estos instrumentos.

o La humedad relativa máxima permisible en el lugar donde se realice la calibración

será 80%.

o Antes de la calibración el instrumento se mantendrá sin trabajar y a la temperatura

establecida para la calibración durante 6 horas como mínimo.

o El dispositivo empleado para la creación de presión garantizará aumentar y

disminuir la presión de forma continua, así como permitir la permanencia en cada

punto en que se desee mantener el valor de la presión producida.

o El patrón empleado para la calibración tendrá 0,4 % de clase de exactitud y su

límite superior de medición será igual o mayor que la máxima presión de entrada

del instrumento de medición bajo prueba (IMBP), las mediciones deberán realizarse

dentro de las ¾ partes de la escala del patrón.

o En el lugar de la calibración no habrá vibraciones ni sacudidas que puedan

provocar oscilaciones de la aguja indicadora que excedan de 0,1 divisiones de la

escala.

o Cuando la calibración se realice con patrones de deformación elástica se utilizará el

medio de trabajo que se indique en el instrumento; en caso de que no se señale en

la esfera del instrumento el medio de trabajo empleado para la transmisión de la

presión, se utilizará como medio:

Aire o gas neutro para los instrumentos con límite superior de medición hasta

0,4 MPa (4 Kgf/cm2) de clase 0,4 y para los instrumentos con límite superior

hasta 0,25 MPa (2,5 Kgf/cm2) para las clases de precisión restantes.

Líquido no agresivo para los instrumentos con límite superior de medición

mayor que lo establecido en el párrafo anterior.


98

Examen exterior.

En el examen exterior se comprueba que:

o Las partes metálicas de los instrumentos no presentan daños mecánicos y están

protegidas contra la corrosión.

o El vidrio u otro material transparente del dispositivo protector de la escala sea

transparente y libre de suciedad y defectos que dificulten o impidan la lectura de las

indicaciones.

o Los trazos de la escala sean nítidos y fácilmente legibles.

o El instrumento posea las marcas que como mínimo permitan diferenciar el

instrumento de medición presentado a la calibración de otro similar e indique sus

características metrológicas.

o Toda aguja de indicación o señalización que posea el instrumento, cubra solamente

una parte de los trazos de la escala, de manera que disminuya la introducción de

errores de paralaje en la lectura.

Comprobación de los parámetros metrológicos.

La comprobación de la indicación correspondiente a la posición cero de la aguja se

ejecutará con el instrumento en su posición de trabajo y sometido solamente a la presión

atmosférica.

En los instrumentos que posean dispositivo corrector de la indicación cero, este

mecanismo permitirá el ajuste de la aguja en esta posición.

En los instrumentos que posean elemento de tope de la posición de indicación cero, la

aguja estará en contacto con dicho elemento. En ausencia del tope, la desviación máxima

permisible de la aguja del instrumento en la posición correspondiente a la indicación cero

será igual al valor del error absoluto máximo permisible del instrumento.

Para la comprobación de la hermeticidad el instrumento que se calibra se conecta al

dispositivo de creación de presión y se crea en el sistema una sobrepresión o depresión

según se requiera, igual al límite superior de medición del instrumento que se calibra.

Si después de transcurridos 2 min., la indicación no varía en más del 1% del límite

superior de medición, el instrumento se considera hermético.


99

Comprobar los errores de indicación.

o La lectura de las indicaciones de los instrumentos se realizará como mínimo en:

- 5 puntos, para los instrumentos de clase entre 1 y 2,5 ambas inclusive.

- 3 puntos, para los instrumentos de clase 4.

Estos puntos tendrán una distribución lo más uniforme posible en todo el intervalo de

medición e incluirán los límites de medición del instrumento.

o La lectura de las indicaciones se realizará sin introducir error de paralaje. La

posición de la aguja del instrumento entre dos divisiones se determina por

apreciación. Esta apreciación debe realizarse a 1/10 ó 1/5 del valor de división de la

escala.

o La lectura de las indicaciones se realizará en ascenso de la presión para cada

punto de calibración seleccionado, manteniéndose durante 5 min. como mínimo a la

presión correspondiente al límite superior de medición del instrumento, después de

lo cual se realizarán las lecturas en descenso de la presión para los mismos puntos.

Notas:

1- Cuando la calibración se realice con manómetros patrones de deformación elástica,

durante el tiempo de mantenimiento de la presión correspondiente al límite superior de

medición, estos se descargan disminuyéndose la presión como mínimo hasta el 10% de

su límite superior de medición.

2- El movimiento de la aguja, tanto en marcha ascendente como descendente se realizará

sin atascamiento ni saltos y sin rozar la esfera, vidrio u otras agujas.

o El error absoluto máximo permisible de indicación, para cualquier valor de presión

tanto en ascenso como en descenso será: ∆.

± ∆ Para los instrumentos que se encuentran en uso o almacenado

± 0,8 Para los instrumentos acabados de producir, importar o reparar

Este error se calcula por la fórmula siguiente:

∆ = ± LM * C

100

Donde: ∆: Valor del error absoluto máximo permisible del instrumento

LM: Diferencia algebraica entre los límites de la escala del instrumento

C: Clase de precisión del instrumento


100

Nota: En los instrumentos que no tengan señalada su clase de precisión su error absoluto

máximo permisible se considerará igual al valor de división de la escala.

o La diferencia entre las indicaciones en ascenso y descenso de la presión, para un

mismo punto calibrado, no excederá de ± ∆.

o Los valores de indicación serán obtenidos después de golpear suavemente, con la

mano el instrumento. La desviación de la indicación producida por el golpe en

ninguna de las observaciones realizadas podrá exceder de ± ∆.

o En los instrumentos cuyo mecanismo de transmisión se encuentre inmerso en

líquido este deberá cubrir completamente los trazos de la escala de manera de no

introducir errores en la lectura por defectos de reflexión, refracción o transparencia.

o Todas las comprobaciones de las indicaciones de estos instrumentos se realizarán

asegurando que el líquido se encuentre sometido solamente a la presión

atmosférica.

Los resultados de la comprobación de los parámetros metrológicos se registran en la

planilla de calibración que se muestra en el Anexo 2-1.

4.2.2 Procedimientos para la calibración de transductores de presión relativa.

Esta instrucción establece los métodos y los medios para la calibración de los

transductores o transmisores de presión relativa con rango de medición comprendido entre

0 y 20 MPa (0 y 200 bar), sin diseño de ajuste alguno, con corrientes de salida entre 4 y 20

mA y clases de exactitud comprendidas entre 1,5 y 4 en todo el campo de medida; según

lo establecido en la instrucción normalizativa NC 021-07-98 de la INIMET y las

Disposiciones para la supervisión metrológica de la Oficina Nacional de Normalización.

Condiciones y preparación para la calibración.

o La temperatura ambiente del lugar donde se realice la calibración será de 20 ± 5 ºC.

o La humedad relativa máxima permisible en el lugar donde se realice la calibración

será de 60 ± 20%.

o Antes de la calibración el instrumento se mantendrá sin trabajar y a la temperatura

de establecida para la calibración durante 6 horas como mínimo.

o El dispositivo empleado para la creación de presión garantizará aumentar y

disminuir la presión de forma continua, así como permitir la permanencia en cada

punto en que se desee mantener el valor de la presión producida.


101

o El patrón empleado para la calibración tendrá 0,4 % de clase de exactitud y su

límite superior de medición será igual o mayor que la máxima presión de entrada

del instrumento de medición bajo prueba (IMBP), las mediciones deberán realizarse

dentro de las ¾ partes de la escala del patrón.

Examen exterior.

En el examen exterior se comprueba que:

o Las partes metálicas de los instrumentos no presentan daños mecánicos y están

protegidas contra la corrosión.

o No se encuentren dañados los cables que permiten la transmisión de la señal de

salida a grandes distancias.

Comprobación de los parámetros metrológicos.

o El instrumento de medición bajo prueba indica el valor nulo de presión relativa

cuando el mismo se encuentra únicamente bajo el efecto de la presión atmosférica.

o Para la comprobación de la hermeticidad el instrumento que se calibra se conecta

al dispositivo de creación de presión y se crea en el sistema una sobrepresión o

depresión según se requiera, igual al límite superior de medición del instrumento

que se calibra. Si después de transcurridos 3 min. la indicación no varía en más del

2% del límite superior de medición, el instrumento se considera hermético.

Comprobar los errores de indicación.

o Conectar el dispositivo a calibrar en un circuito similar al siguiente:

A= Amperímetro.

R= Resistencia (150 Ω).

T= Transductor bajo prueba.

Fig. 4-7 Circuito de conexión del transductor de presión relativa.


102

La resistencia que se conecta en paralelo al amperímetro, generalmente es especificada

por el dispositivo (150 Ω); su función es la de Shuntear el amperímetro y facilitar las

mediciones al tener el mismo una resistencia tan grande.

o Una vez instalado el transductor se escogen convenientemente los puntos a calibrar,

de forma que el 20, 40, 60, 80 y 100% del límite máximo de presión del dispositivo

sean comparados con el patrón directamente.

o Se tomaran las indicaciones del instrumento de medición bajo prueba (IMBP) en

mA en ascenso y descenso de la presión.

o Es posible calcular el error en cada punto como la diferencia entre los valores de

corriente leídos directamente en el miliamperímetro y los valores convencionales

verdaderos calculados indirectamente a través de los valores de presión que indica

el patrón (Y).

o Estos valores de corriente (Y) deberán tener un comportamiento lineal con la

presión (X). Es por ello que si nuestro patrón de presión relativa fuese un

“Transductor Patrón”, los valores convencionales verdaderos de corriente podrían

ser calculados a través de la ecuación:

Y = m* X + n

Donde:

Y = son los valores convencionales verdaderos de corriente del “Transductor

Patrón”.

X = son los valores de presión indicados por el patrón.

n = es el intercepto de la recta con el eje de las corrientes (4 mA).

m = pendiente de la recta.

Como conocemos el valor final de presión (X2) que idealmente se corresponde con el valor

final de corriente (Y2), es posible calcular la pendiente (m) de la recta así:

m = (Y2 – n) / X2

o Dada la clase de exactitud (CE) de este tipo de transductores, se pueden llegar a

conocer los errores máximos permisibles (EMP) para cada valor de corriente (Y)

comparados como:

EMP = (Y * CE) / 100


103

o Para que el trasductor cumpla con la clase de exactitud declarada es necesario que

los errores calculados en cada uno de los puntos comparados sean menores o

iguales al EMP. Es necesario además, que la diferencia de las indicaciones del

instrumento de medición bajo prueba (Indicación en ascenso y en descenso) sean

menores que el EMP.

Los resultados de la comprobación de los parámetros metrológicos se registran en la

planilla de calibración que se muestra en el Anexo 2-2.

4.2.3 Procedimientos para la calibración de los termómetros bimetálicos y RTD

Esta instrucción establece los métodos y los medios para la calibración de los termómetros

bimetálicos de carátula y RTD con rango de medición de -20 a 300 ºC utilizando el método

de comparación; según lo establecido en las instrucciones de la INEL y la norma mexicana

NMX-CH-70-1993-SCFI para la calibración de los termómetros bimetálicos de carátula.

Calibración por comparación

Este método consiste en comparar las lecturas del termómetro bajo prueba contra las

lecturas de un termómetro patrón cuando ambos están inmersos en un medio isotérmico,

es decir, un medio donde se crea una zona de temperatura estable y uniforme, en la que

se localizan los termómetros. Los medios isotérmicos más habituales son:

o Bloques secos.

o Baño de hielo.

o Baño de líquidos.

Medios de calibración

Para la calibración contemplada en esta instrucción serán necesarios los siguientes

equipos y materiales:

o Termómetro patrón, con clase de exactitud y alcance de medición superior a la del

termómetro a probar.

o Indicador para el instrumento de medición patrón.

o Indicador para el instrumento de medición bajo prueba (solo en caso de ser

necesario).

o Fuente de temperatura controlada con funcionamiento en el rango de calibración

del termómetro.


104

o Medidores de las condiciones ambientales del laboratorio (temperatura y humedad)

adecuados para el rango de temperatura y humedad a las que se encuentra

habitualmente el laboratorio.

Condiciones de calibración

o El termómetro a calibrar debe ser inspeccionado con detalle, para comprobar si

existen problemas de; limpieza, roturas, perforaciones, etc.

o El baño de temperatura, con las soluciones apropiadas para altas y bajas

temperaturas, deben ponerse a la menor temperatura de prueba, siendo esta,

constante y homogénea.

o Se calibrará el termómetro en los puntos elegidos que cubran el rango de utilización

del termómetro y que estén distribuidos lo más uniformemente posible. Conviene

incluir el 80% del campo de medida del sensor y dentro de lo posible; el punto

mínimo y máximo del rango de utilización.

o Se debe procurar que ni el patrón, ni el termómetro a calibrar toquen el fondo o las

paredes del baño y deben encontrarse dentro de la zona estable del medio

isotérmico.

Método de realización Se preparará un baño de hielo de forma que se aproxime lo más posible a su valor teórico

de 0 ºC, para la realización del punto de hielo se seguirán las siguientes instrucciones:

o Se utiliza un recipiente de profundidad adecuada y aislado térmicamente. El hielo

se preparará con agua, de ser posible en forma de escamas y en caso de no poder

disponer del hielo en esta forma, deberá ser triturado hasta alcanzar gránulos de un

tamaño inferior a 0,5 cm.

o Se llenará el vaso procurando no tocar el hielo con las manos, para lo cual puede

utilizarse una cuchara. Posteriormente se añadirá la mínima cantidad de agua

preenfriada, suficiente para que el hielo adquiera un aspecto traslúcido y se agitará

el punto del hielo con el objetivo de uniformizarlo, usando una varilla de vidrio.

Idealmente deberá haber en el vaso tanto hielo como sea posible, con los espacios

intermedios entre los gránulos de hielo llenos de agua.

o Debido a que el hielo flota, se producirá una acumulación de agua en el fondo del

vaso, para evitarlo deberá retirarse esta y añadir hielo para mantener la uniformidad.


105

o Antes de utilizar el baño de hielo es conveniente esperar 5 ó 10 min para que toda

la mezcla alcance una temperatura constante.

Luego se depositan el termómetro a calibrar y el patrón lo más cercanos posible y en el

centro del baño, lo que permite disminuir la incertidumbre que causa la falta de

uniformidad del medio isotérmico; se espera durante 5 minutos a que se estabilice la

temperatura en ambos termómetros. En el caso de los termómetros de carátula se

recomienda golpear ligeramente el protector transparente, con el fin de eliminar los errores

por fricción del mecanismo de indicación. La inmersión de los termómetros será como

mínimo de 5 cm.

Se comienza la calibración en el punto de temperatura más bajo, efectuando 6 lecturas en

puntos de temperatura crecientes y pasando por el 15, 30, 45, 60, 75 y 90% de la escala

del instrumento de medición bajo prueba.

Los resultados de la calibración por comparación de un termómetro, consiste en calcular la

corrección (C) del termómetro que se calibra. Para cada punto de calibración se anotaran

los siguientes datos, según la planilla del Anexo 2-3.

o Los valores en grados Celsius que indica el patrón.

o Los valores en grados Celsius que indica el termómetro a calibrar.

o La corrección de la medición (C) se calcula mediante la ecuación 4.1, despreciando

las correcciones de temperaturas de uniformidad y estabilidad del baño de

calibración:

tctpC −= (4.1)

donde:

tp= la temperatura que indica el termómetro patrón.

tc= la temperatura que indica el termómetro a calibrar.

Incertidumbre de la corrección.

Para calcular la incertidumbre de la corrección del termómetro a calibrar u(C), se aplica la

ley de propagación de incertidumbre, como se muestra en la ecuación 4.2.

2 2 2 2 2 2 2

, ,( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )c c res c h p unif estu C u t u c u c u t u c u c= + + + + + (4.2)

los términos en la ecuación 4.2 son descritos en la Tabla 4-8.


106

Tabla 4-8. Definición de los términos de la ecuación 4.2.

Términos Definiciones u(tc), u(tp) Incertidumbre de lectura del termómetro a calibrar y del patrón

respectivamente. Como se hacen medidas estadísticamente significativas en cada punto de calibración, no se puede considerar esta contribución.

u(cc, res) Incertidumbre de Resolución del termómetro, que corresponde a la

resolución del equipo de lectura dividida por 3 . u(cc, h) Incertidumbre por Histéresis del termómetro, que corresponde al rango

máximo del valor dividida por 3 . u(cunif), u(cest) Incertidumbre debido a la falta de uniformidad o estabilidad del baño de

calibración, se calculan a partir de pruebas experimentales realizadas en el Laboratorio o datos del fabricante.

Calculo final de la incertidumbre

Se considera que la Incertidumbre Estándar Combinada responde a una Distribución

Normal, por lo que la incertidumbre obtenida en la ecuación 4.2 se multiplicará por un

factor k = 2 que supone una probabilidad del 95%.

Interpretación de los resultados.

Si se detecta que alguna de las correcciones obtenidas en los puntos de calibración es

significativamente más alta que en el resto, conviene repetir la medición en dicho punto de

calibración.

Las correcciones obtenidas, con su incertidumbre, deben ser coherentes con el error

máximo permisible (EMP) según el fabricante o por el valor asignado por el usuario al

termómetro para su calibración. Para ello se comparará la corrección obtenida aumentada

en la Incertidumbre Estándar Combinada de la corrección, con el EMP. Si la suma anterior

es menor que el EMP, se puede declara el cumplimiento con dicho EMP, en caso contrario,

se decidirán acciones a tomar.

Capítulo 5

Análisis Técnico Económico.


108

En este capítulo se estima el costo total para la realización de este proyecto, desde las

etapas preliminares hasta su culminación. Quedando incluidos en dicho costo los salarios

del personal técnico implicado, los gastos provenientes del uso de la tecnología requerida

y los costos de la adquisición de los equipos, componentes instalación y materiales

utilizados directamente.

El adecuado empleo de los recursos propuestos a utilizar en este trabajo es de vital

importancia con el objetivo de lograr un uso racional de los mismos y que para alcanzar

los resultados, se obtenga la eficiencia requerida.

La realización del análisis económico resulta beneficioso ya que permite tener el control de

los valores empleados y constituye un punto de referencia para establecer futuras mejoras

administrativas en la ejecución de trabajos similares. El análisis de costos y precios

brindará elementos de dimensión económica y reportará un amplio horizonte en las tareas

relacionadas con este perfil, minimizando así el derroche de capital en instrumentación o

materia prima innecesaria para la realización del proyecto en cuestión. El efecto

económico que reporta el proyecto, es un buen medidor tanto de la calidad como de la

utilidad que representa, para los grupos electrógenos HYUNDAI, la ejecución del proyecto.

El análisis económico para la ejecución del proyecto que se propone, está dividido en tres

partes:

• Costos

• Precio

• Efecto económico

• Análisis costo-beneficio

5.1 Costos.

El cálculo del costo se realiza al inicio del proyecto considerándolo como una estimación

del costo real que se determinara al terminar el proyecto. El mismo se puede determinar a

través del cálculo del costo directo e indirecto.

CT CD CI= + (5.1)

donde:

CT = costo total;

CI = costo indirecto;


109

CD = costo directo;

CI : Se refiere a los gastos de electricidad consumida, gastos de administración,

instalaciones etc. Este valor se estima multiplicando un coeficiente costo por el salario

básico de la investigación. El coeficiente de gasto considerado es de 0.85.

0.85*CI SB= (5.2)

donde:

SB = salario básico: Aquí se tiene en cuenta el salario básico que se les paga a los

estudiantes por el tiempo trabajado en el proyecto excluyendo vacaciones y seguridad

social. Incluye los salarios básicos de todos los participantes en la elaboración de la

propuesta del proyecto.

( )1

n

i iiSB a b

== ∗∑ (5.3)

donde:

ia : Días dedicados a la investigación por cada estudiante;

ib : Salario diario de cada estudiante;

n : Total de participantes;

( ) ( ) ( )total total totalCD = SB + SC + SS + MD + DP + OG (5.4)

donde:

SC : (Salario Complementario). Es el 0.0909 % del salario básico, que se destina para el

pago de las vacaciones. Este por ciento está respaldado por normativas y regulaciones

nacionales.

( ) ( )total totalSC = 0.0909 * SB (5.5)

SS : (Seguridad Social). Equivale al 10 % del salario básico más el salario complementario;

( ) ( ) ( )total total totalSS = 0.1 * (SB + SC ) (5.6)

MD : (Gastos por medios o materiales directos). Se incluye en esta la cifra de todos los

gastos realizados para la adquisición de los equipos, componentes instalación y materiales

utilizados directamente;

OG : (Otros Gastos). En esta cifra sólo se considera el gasto por concepto de tiempo de

máquina, el cual tiene un valor de $10.00 por cada hora de trabajo;


110

OG = tiempo de máquina * costo . (5.7)

P : Se usa esta letra para referenciar abreviadamente el precio de venta. Este valor

equivale al costo total (CT) multiplicado por 1.1;

5.1.1 Participantes:

• Msc. Héctor J. Garcini Leal • Ing. Ivón O. Benítez González • Reidel Díaz Rodríguez • Alain Serrano Roque

Msc. Héctor J. Garcini Leal

Su salario básico es de 785.00 pesos mensuales considerando laborables 24 días al mes

según la legislación cubana. Se utilizaron 4 meses de trabajo y en cada día laborable se

dedicaron como promedio 2 horas al trabajo de diploma; por cada hora laboral el ingreso

del compañero es de 4.09 pesos. El salario básico, el salario complementario y el fondo de

seguridad social relacionado con el trabajo de diploma se muestra a continuación.

SB = 3.83 pesos * 192 horas SB = 785.28 pesos

SC = 0.0909 * SB SC = 71.38 pesos

SS= 0.125 (SB +SC ) SS= 107.08 pesos

Ing. Ivón O. Benítez González

Su salario básico es de 400.00 pesos mensuales considerando laborables 24 días al mes

según la legislación cubana. Se utilizaron 4 meses de trabajo y en cada día laborable se

dedicaron como promedio 2 horas al trabajo de diploma; por cada hora laboral el ingreso

del compañero es de 2.08 pesos. El salario básico, el salario complementario y el fondo de

seguridad social relacionado con el trabajo de diploma se muestra a continuación.

1SB = 3.83 pesos * 192 horas 1SB = 399.36 pesos

1SC = 0.0909 * 1SB 1SC = 36.30 pesos

1SS = 0.125 ( 1SB + 1SC ) 1SS = 54.45 pesos

Estudiante Reidel Díaz Rodríguez

Su salario básico es de 275.00 pesos, salario mínimo para un recién graduado; tomando

como laborables 24 días al mes según la legislación cubana. Se utilizaron 4 meses de


111

trabajo y cada día laborable se le dedicaron como promedio 5 horas al trabajo de diploma

y que por cada hora laboral el ingreso del compañero equivale a 1.43 pesos. El salario

básico, el salario complementario y el fondo de seguridad social relacionado con el trabajo

de diploma se muestra a continuación.


2SC = 0.0909 * 2SB 2SC = 62.39 pesos

2SS = 0.125 ( 2SB + 2SC ) 2SS = 93.59 pesos

Estudiante Alain Serrano Roque

Su salario básico es de 275.00 pesos, salario mínimo para un recién graduado; tomando

como laborables 24 días al mes según la legislación cubana. Se utilizaron 4 meses de

trabajo y cada día laborable se le dedicaron como promedio 5 horas al trabajo de diploma

y que por cada hora laboral el ingreso del compañero equivale a 1.43 pesos. El salario

básico, el salario complementario y el fondo de seguridad social relacionado con el trabajo

de diploma se muestra a continuación.


3SC = 0.0909 * 3SB 3SC = 62.39 pesos

3SS = 0.125 ( 3SB + 3SC ) 3SS = 93.59 pesos

5.1.2 Otros gastos. En esta etapa se considera que por concepto de tiempo de máquina se empleó en la

elaboración del proyecto un total de 300 horas, de aquí que la cifra sume un total de:

OG = 300 * 10.00 pesos = 3000 pesos

5.1.3 Gastos por medios o materiales directos

En esta etapa se incluyen todos los gastos realizados para la adquisición de los equipos,

componentes instalación y materiales utilizados directamente. Las modificaciones

propuestas estuvieron enfocadas en la utilización de la instrumentación instalada e invertir

la menor cantidad de dinero posible. En la Tabla 5-1 se muestran los gastos en los

componentes de las modificaciones, se calcula la cantidad para un GE de cuatro baterías.

Tabla 5-1 Gastos en los componentes de las modificaciones.

Precio Cantidad Precio Total Módulos SM334 580 USD 4 2320 USD


112

Posicionador JCV-EP11 250 USD 8 2000 USD MD = 4320 USD.

Este valor pudiera disminuir si se tiene en cuenta esta modificación antes de hacer la

compra de los equipos de grupos electrógenos nuevos, ya que, lo que se propone como

modificación en el controlador es una sustitución del módulo SM331 por el módulo SM334

y entonces, ya no seria el costo de los módulos SM334 el que se le sume a los gastos por

medios o materiales directos si no seria la diferencia del precio entre ambos módulos.

5.1.4 Costo indirecto, directo y total. A los efectos del control contable en Cuba, se contabiliza un dólar equivalente a un peso

cubano, por lo que para calcular los costos directo, indirecto y total utilizaremos la misma

moneda, el dólar americano (USD).

El costo indirecto se obtiene a partir de la ecuación 5.2 o sea:

CI = 2173.824 USD.

El costo directo se obtiene a partir de la ecuación 5.4 o sea:

CD = 10458.61 USD.

El costo total se obtiene a partir de la ecuación 5.1 o sea:

CT CD CI= + = (10458.61 + 2173.824) USD

CT = 12632.43 USD.

El costo total del proyecto es de 12632.43 USD.

5.2 Precio.

En el precio se refleja el valor de los servicios científicos - técnicos y de los resultados de

la investigación, que es lo que se paga o pagaría la entidad que recibe el servicio. Se

considera hasta un 10% de la ganancia total del costo total.

P = (10% CT) + CT

P =1.1 * (9890.62 USD)

P = 13895.68 USD.


113

5.3 Efecto económico. La generación de energía eléctrica es un proceso muy importante en el desarrollo

económico de un país. En los últimos meses, los precios del crudo ligero y de bajo

contenido sulfuroso han alcanzado precios récord en el mercado internacional, y las

predicciones alcistas indican que el denominado oro negro puede llegar a los 150 dólares

a comienzos de julio del 2008, [Granma, 2008]; por lo que su uso eficiente debe ser una

de las premisas en todas las unidades de generación del SEN. El principal objetivo de este

trabajo es el de disminuir las fugas de Fuel oil existentes en los HTU de los grupos

electrógenos HYUNDAI.

En las entrevistas realizadas a los operadores y durante las visitas realizadas al GE de

“Apolo”, se pudo constatar que las alarmas por fugas de combustible se producen, por lo

general, en las purificadoras de HFO, con una frecuencia promedio de dos veces al día

por cada HTU. Cada vez que esto sucede, se desencadena el mecanismo de descarga de

lodos y se botan 1,9 litros de fuel oil que estaban siendo purificados en el interior del rotor,

lo cual implica la pérdida de 3.8 litros de fuel oil diarios.

Por otra parte, en 24 horas de trabajo normal (sin alarmas por fugas de combustible), una

purificadora realiza 48 descargas, expulsando 3,5 litros de lodos que incluyen: 1,6 litros de

agua de reemplazo, 1,6 litros de agua de sellado y un porciento de fuel oil. Suponiendo

que la interfase en dicha purificadora se encuentra desplazada hacia la periferia, se infiere

que en cada descarga se fugan 0.4 litros de fuel oil; por lo que al final del día se pierden

19.2 litros de fuel oil.

Sumando ambos volúmenes de fuel oil que se pierden por ambas causas, se llega a la

conclusión de que, el HFO que se expulsa en un día de trabajo por una purificadora es de

23 litros aproximadamente.

Teniendo en cuenta que la densidad promedio del fuel oil con que trabajan estos grupos

electrógenos es de 0.95 g/cm3, se define:

( ) ( )( )

3

3

m gρ g/cm =

V cm (5.8)

donde:

ρ es la densidad,

m es la masa,

V es el volumen.


114

Entonces:

( ) ( ) ( )3 3 3 3m g =ρ g/cm ×V cm =0.95 g/cm × 23000 cm

( )m g =21850 g

Ahora, considerando que 1 Kg de fuel oil tiene un precio aproximado de 0.38 USD,

entonces se están botando diariamente 8.3 USD en cada purificadora; y teniendo en

cuenta que sólo trabaje una purificadora en cada HTU del emplazamiento, el valor del

costo del proyecto se sustenta en poco más de un año, el cual supera los 12600 USD.

El valor monetario no representa el verdadero impacto de las fugas de combustible en la

generación de electricidad; si se tiene en cuenta que en un sólo día, en el emplazamiento

de “Apolo”, el cual cuenta con cuatro HTU y presenta un consumo específico de 214 g/Kw,

se pueden botar 87.4 Kg de combustible, lo que equivale a 408.4 Kw que se dejan de

generar y se pierden en el tanque de acumulación de lodos

5.4 Análisis de la relación costo – beneficio.

El presupuesto de gastos asignados y otros recursos utilizados, fueron factores que se

tuvieron muy presente en el análisis económico en cuestión.

Se realizó un análisis del total de egresos considerando los gastos invertidos tanto en

moneda nacional, como USD, por salario pagado al personal involucrado en la tarea y por

la instrumentación necesaria para el montaje.

Con la implementación de este proyecto se obtienen muchos beneficios como son: la

reducción del fuel oil que se fuga en el proceso de purificación y que influye negativamente

en la generación de energía eléctrica, la contribución al cuidado del medio - ambiente, se

mejora la estabilidad del proceso productivo, aumenta la vida útil de las purificadoras y de

su instrumentación correspondiente, se garantiza la calidad necesaria del fuel oil para el

proceso de combustión ya que asegura que el combustible llegue con la calidad requerida

a los motores generadores.


115

CONCLUSIONESCONCLUSIONESCONCLUSIONESCONCLUSIONES

En el desarrollo de este trabajo se integra un importante estudio acerca del funcionamiento

de las separadoras centrífugas, principalmente de las purificadoras Samgong-Mitsubishi

Selfjector Genius series. La realización de las tareas propuestas permitió el cumplimiento

satisfactorio de los objetivos planteados inicialmente, por lo cual se exponen algunas

reflexiones que ayudarán a confirmar este planteamiento:

• Los factores que influyen en las fugas de combustible, que se producen en las

purificadoras Samgong-Mitsubishi Selfjector Genius series, son:

La incorrecta selección del disco de gravedad o el hecho de no cambiarlo

cuando varía la gravedad específica del fuel oil.

El inexacto control de la temperatura del combustible.

• Las propuestas de modificaciones al sistema de purificación de los grupos

electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW, para disminuir las fugas de combustible fuel oil

que se producen en las purificadoras Samgong-Mitsubishi Selfjector Genius series,

incluyen:

La sustitución del actuador de la válvula-sensor autooperable, encargada de

controlar la temperatura del combustible a la salida del calentador de fuel oil,

por un posicionador electroneumático.

El diseño de un sistema de control que cumpla con los requerimientos del

proceso y con la premisa de utilizar los medios técnicos de automatización

presentes en el HTU.

• Se confeccionaron las instrucciones para la calibración de manómetros de carátula

y de presión relativa, así como de termómetros bimetálicos y RTD´s, los cuales

están incluidos en la instrumentación instalada en el sistema de purificación de fuel

oil de los grupos electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW.

Para la elaboración de la propuesta de modificaciones al lazo de control de temperatura

del combustible se desarrollaron los siguientes aspectos:

1. Se realizó la identificación experimental del proceso de variación de la temperatura

en el Intercambiador de placas del HTU de los grupos electrógenos HYUNDAI de

1.7 MW, obteniéndose un modelo matemático que describe el comportamiento

dinámico de este sistema.


116

2. Los resultados de la validación del modelo muestran que el modelo obtenido

describe con un aceptado grado de adecuación el comportamiento dinámico del

proceso bajo estudio y que por ende puede ser utilizado en el diseño del sistema de

control de dicho proceso.

3. Se desarrolló el diseño y ajuste del lazo de control de temperatura, utilizando como

ley de control un algoritmo PI, teniendo en cuenta que la acción proporcional

garantiza una buena velocidad de respuesta del sistema y la acción integral

asegura un error de estado estacionario nulo.

El resultado de la simulación del sistema de control diseñado mostró que este

satisface las especificaciones de diseño.

4. Se brindaron los elementos necesarios para la parametrización del controlador de

temperatura en el PLC instalado en los HTU, lo cual permite la supervisión y control

desde el cuarto de control remoto.

5. Como resultado de los trabajos realizados en este proyecto se estima la reducción

al mínimo de las fugas de fuel oil, logrando con ello un ahorro considerable de

combustible. Además se logra una mayor eficiencia y calidad en la preparación del

combustible.


117

RECOMENDACIONESRECOMENDACIONESRECOMENDACIONESRECOMENDACIONES Para el logro de un mayor aprovechamiento de los resultados alcanzados en el siguiente

trabajo sugerimos las siguientes recomendaciones:

• Realizar los trabajos necesarios para la implementación del lazo de control de la

temperatura del intercambiador de placas del HTU de los grupos electrógenos

HYUNDAI de 1.7 MW.

• Utilizar los capítulos 1 y 2 para elaborar un material de estudio para la preparación y

superación de los operadores de las purificadoras SJ-G series de los grupos

electrógenos HYUNDAI de 1.7 MW.


118

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS.REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS.REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS.REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS.

• [Aguado, 2000]. Aguado, Alberto. Temas de Identificación y Control Adaptable,

ICIMAF, Ciudad Habana, 2000.

• [Åström, 1984]. Åström, Karl J.; Wittenmark, Björn. Computer Controlled

Systems: Theory and Design, Prentice-Hall, Inc, Englewood Cliffs, N.J.,

USA, 1984.

• [ASHCROFT, 2008]. Sitio de ASHCROFT.

http://ashcrft'gauges.com/pdf/OH_1_KM10_trans.pdf (03/03/2008)

• [Bychkó, 1988]. Bychkó, Basilio y otros. Procesos químicos y termoenergéticos

dinámica y control. Ministerio de Educación Superior. Ediciones ENPES,

Ciudad Habana, 1988.

• [Cartaya, 1982]. Cartaya, Saiz, Oscar. Introducción al Laboratorio de Física,

Fundamentos de la Teoría de Errores, Editora ISPJAE, La Habana, 1982.

• [Castillo, 2008]. Castillo, Luis M. Modelación de la organización de la empresa

de generación eléctrica distribuida. Tesis en opción al título de Doctor en

Ciencias Técnicas. Ciudad de la Habana, 2008.

• [Delgado, 2002]. Delgado, Luis. Modelación, simulación y control del sistema de

ventilación de una planta de ingredientes farmacéuticos activos. Maestría

en Informática Industrial y Automatización. ISPJAE. Ciudad Habana, 2002.

• [Fernández, 2002]. Fernández, Luis M.; Ottenheimer, Werner. Curso de CADCS

(Computer Aided Control System Design). ICIMAF, 2002.

• [García, 2000]. García, Jesús. La centrifugación en la industria químico

farmacéutica. Revista Sintefarma Vol. 6, No. 2, 2000.

http://bvs.sld.cu/revistas/sint/vol6_2_00/sint1200.htm (3/03/2008)

• [García, 2001]. García, Jesús. La centrifugación en la industria químico

farmacéutica. Revista Sintefarma, Vol. 7, No. 1 y 2, 2001.

http://bvs.sld.cu/revistas/sint/vol7_2_01/sint1201.htm (3/03/2008).

• [HANKUK, 2008]. Sitio de HANKUK MIBOO CO., LTD. Korea.

http://www.hankukmiboo.co.kr/english/business/business-4-11.html (03/03/2008)


119

• [GRANMA, 2008]. ¡El petróleo cerca de 140 dólares!, GRANMA, Órgano oficial

del Comité Central del Partido Comunista de Cuba. La Habana, (07/06/2008).

• [HYUNDAI, 2006]. Manual de operación y mantenimiento de los grupos

electrógenos HYUNDAI, Vol. V y VII, 2006.

• [INDECOPI, 2008]. Instituto Nacional de Defensa de la Competencia y de la

Protección de la propiedad Intelectual (INDECOPI). Servicio Nacional de

Metrología.

http://www.indecopi.gob.pe/destacado-metrologia-snm-pres.jsp (3/03/2008)

• [JOKWANG, 2008]. Sitio de productos JOKWANG, ILI.

http://jokwang.co.kr/eng/02/list.html?category=8 (14/05/2008)

• [Kuo, 1996]. Kuo, Benjanmin. Sistemas de control automático. 7ª Ed. Prentice

Hall Hispanoamericana, México, 1996.

• [Ljung, 1994]. Ljung, Lennart; Glad, T. Modeling of Dynamic Systems. Prentice

Hall, 1994.

• [Ljung, 1999]. Ljung, Lennart. System Identification: Theory for the user. 2ª Ed.

Prentice Hall, Upper Saddle River, USA, 1999.

• [Ljung, 2007]. Ljung, Lennart. System Identification Toolbox 7 User´s Guide,

USA, 2007.

• [López, 2006]. López, Elena. Identificación de sistemas. Aplicación al modelado

de un motor de continua. Departamento de Electrónica. Universidad de Alcalá.

Curso 2006-2007.

• [Material de estudio, 2006]. La Revolución Energética en Cuba. Antecedentes y

Líneas estratégicas de desarrollo. Editorial Política, Marzo-Abril de 2006.

• [NAGANO, 2008]. Sitio de NAGANO KEIKI CO., LTD. Japón.

Manómetro con glicerina (GV50-173): Cat.No.A01-10.

• [Ogata, 2004]. Ogata, Katsuhiko. Ingeniería del control moderna. 4ª Ed. Prentice

Hall Hispanoamericana, 2004.

• [Pantuso, 1988]. Pantuso, Filiberto. Mediciones de parámetros tecnológicos.

Editorial pueblo y educación. Ciudad de la Habana, 1988

• [Perry, 1998]. Perry, Robert H. y otros. Manual del Ingeniero Químico, Segunda

Edicion, McGraw – Hill. Colombia, 1998.


120

• [Powell, 1997]. Powell, J. L. Time series analysis: forecasting product demand

and revenue. 1997.

http:// elsa.berkeley.edu/eml/tsa_reader/tsa00.pdf

• [Rojas, 2006]. Rojas, Segundo B. Documentos técnicos relacionados con

tecnologías Bekosplit y Westafalia. Anexo C2, 2006.

http://www.e-seia.cl/archivos/Anexo_C2_PTH_2006.pdf

• [Sala, 2001]. Sala, Antonio. Identificación y control iterativos. II Curso de

especialización en Automática del CEA-IFAC. Murcia, 2001.

• [SIEMENS, 2006]. Catálogo ST 70 News SIEMENS, 2006.

• [SIEMENS, 2003]. Manual PID Temperature Control. SIEMENS, Edición 12/2003.

• [Stoica, 1989]. Stoica, P.; Söderström, T. System Identification. Prentice Hall,

Englewood Cliffs, N.J, 1989.

• [Tema201, 2007]. Introducción a la identificación de sistemas dinámicos.

Escuela Superior Politécnica de Ingeniería de Manresa.

http://www.eupm.upe.edu/~esaii/assign/ident/Tema%201.pdf

• [Tema203, 2007]. Métodos de estimación paramétricos y selección del modelo.

Escuela Superior Politécnica de Ingeniería de Manresa.

http://www.eupm.upe.edu/~esaii/assign/ident/Tema%203.pdf

• [Torres, 2007]. Torres, F. Carlos. Operaciones y procesos de la tecnología de

alimentos. Universidad Autónoma de Madrid, 2007.

• [Vargas, 2003]. Vargas Hoyos, Ginett. Identificación y control del reflujo de

solvente en la etapa de extracción del proceso de obtención del

policosanol, Tesis en Opción al Título de Master en Informática Industrial y

Automatización, ISPJAE, La Habana.

• [WIKA, 2008]. Sitio de Instrumentos WIKA S.A,

http://www.wika.es (03/03/2008)

Manómetro tubo bourdon (232.50): WIKA Data Sheet PM 02.02 – 12/2007.

Termómetro bimetálico(A52.080, R52.080): Hoja técnica TM 52.01 03/2004.


121

BIBLIOGRAFÍA CONSULTADA.BIBLIOGRAFÍA CONSULTADA.BIBLIOGRAFÍA CONSULTADA.BIBLIOGRAFÍA CONSULTADA.

• Atencia, Javier.; Nestar, Raúl. Aprenda Matlab 6.0 como si estuviera en primero.

Tecnun, Navarra, 2001.

• DG-09, 2001. “Disposiciones para la supervisión metrológica”. Oficina Nacional

de Normalización.

http://www.nc.cubaindustria.cu/metrologia/DG%2009.pdf

• Espínola Lozano, F. y Moya López, A. J., Simulación del decantador centrífugo

en la extracción del aceite de oliva virgen, VII SIMPOSIO ANDALUZ DEL

ALIMENTO, Jaén, 1995.

• Harriot, P. Process Control. 4ª reimpresión, Editorial Pueblo y Educación, La

Habana, 1988.

• Lyshevski, Sergey E., Engineering and Scientific Computations Using MATLAB.

John Wiley & Sons, Inc., Hoboken, New Jersey, 2003.

• Manual de servicio de la unidad de separación 821 de Alfa Laval, 2006.

• Norma mexicana NMX-CH-70-1993-SCFI, “Instrumentos de medición-

termómetros bimetálicos de carátula”. Dirección general de normas.

http://www.economia.gob.mx/work/normas/nmx/1993/nmx-ch-070-1993.pdf.

• Proceso Industrial – Centrífugas.

http://www.monografias.com/trabajos7/centri/centri.zip

• Smith, C.; Corripio, A., Principles and Practices of Procces Control . 2ª Ed., John

Wiley & Sons, Inc.,1997.

Anexos

Anexo 2-1 Nomograma para la selección del disco de gravedad.


124

Anexo 2-2 Operación automática del proceso de purificación.

Al presionar el botón Auto-Start, se inicia el temporizador de intervalos T000 Se energiza la válvula SV2 que suministra el agua para cerrar el tazón. Cuando T000 expira Se desactiva SV2 para detener el suministro de agua para cerrar. Se energiza la válvula SV3 que suministra el agua de reemplazo. Al mismo tiempo, se inicia el temporizador del agua de reemplazo T002. Cuando T002 expira Se desactiva SV3 para detener el suministro de agua de reemplazo. Se energiza la válvula SV1 que suministra el agua para abrir el tazón. Luego el

tazón se va abriendo y se descarga el agua de reemplazo. Se inicia el temporizador del tiempo de suministro del agua para abrir el tazón

T001. Cuando T001 expira Se desactiva SV1 para detener el suministro de agua de abrir el tazón. Se energiza la válvula SV2 que suministra el agua para cerrar el tazón. Al mismo tiempo, se inicia el temporizador de intervalos T000. Cuando T000 expira Se energiza la válvula SV3 que suministra el agua de sellado en el tazón. Se inicia el temporizador del tiempo de suministro de agua de sellado T003. Al mismo tiempo, se inicia el temporizador de intervalos T000. Cuando T000 expira Se desactiva SV2 para detener el suministro de agua para cerrar. Cuando T003 expira Se desactiva SV3 para detener el suministro de agua de sellado. Al mismo tiempo, se inicia el temporizador de intervalos T000. Cuando T000 expira (marca # 1) Se energiza la válvula SV4 para abrir la válvula de alimentación y comenzar la

alimentación del líquido hacia el interior del tazón. Al mismo tiempo, se inicia el temporizador de descarga de lodos C015 En el intervalo de tiempo entre las descargas de lodos, se suministra

intermitentemente agua para cerrar el tazón. En otras palabras, se repite el


125

siguiente proceso: Se inicia el temporizador de suministro intermitente de agua C014, cuando este expira; entonces se inicia el temporizador de suministro de agua para cerrar T016, al mismo tiempo se abre SV2 para abastecer el agua que mantiene cerrado el tazón. Cuando T016 expira, entonces se cierra la válvula SV2 y se inicia nuevamente el temporizador C014. Se envía la señal “Feeding” (Alimentación) al multimonitor.

Cuando C015 expira Se resetea el temporizador de intervalos de descarga C015 Se acciona la válvula SV4 para cerrar la alimentación del líquido. Al mismo tiempo, se inicia el temporizador de intervalos T000.

Luego se detiene la señal “Feeding”, y se envía la señal “Discharge process”. Cuando T000 expira Se energiza la válvula SV3 que suministra el agua de reemplazo. Se incrementa en uno el contador de frecuencia de lavado del tazón C023. Se inicia el temporizador del agua de reemplazo T002. Cuando T002 expira Se desactiva SV3 para detener el suministro de agua de reemplazo. Al mismo tiempo, se energiza la válvula SV1 que suministra el agua para abrir

el tazón. Luego el tazón se va abriendo y se descarga el lodo acumulado. Se inicia el temporizador del tiempo de suministro del agua para abrir T001. Cuando T001 expira Se desactiva SV1 para detener el suministro de agua de abrir el tazón. Se energiza la válvula SV2 que suministra el agua para cerrar el tazón. Al mismo tiempo, se inicia el temporizador de intervalos T000. Cuando T000 expira y el C023 no ha expirado, si ya expiró ir a la marca # 3 Se energiza la válvula SV3 que suministra el agua de sellado en el tazón. Se inicia el temporizador del tiempo de suministro de agua de sellado T003. Se resetea el temporizador de intervalos T000. Se detiene la señal “Discharge process”. Cuando T000 expira Se desactiva SV2 para detener el suministro de agua para cerrar. Cuando T003 expira (marca # 2) Se desactiva SV3 para detener el suministro de agua de sellado. Al mismo tiempo, se inicia el temporizador de intervalos T000. Ir a la marca # 1. Cuando T000 expira y C023 ya expiró (marca # 3) Se resetea el temporizador de intervalos T000. Se detiene la señal “Discharge process”. Cuando T000 expira Se energiza la válvula SV3 que suministra el agua de lavado en el tazón. Se inicia el temporizador de lavado T004. Se desactiva SV2 para detener el suministro de agua para cerrar. Cuando T004 expira Se desactiva SV3 para detener el suministro de agua de lavado. Al mismo tiempo, se energiza la válvula SV1 que suministra el agua para abrir

el tazón. Luego el tazón se va abriendo y se descarga el agua de lavado. Se inicia el temporizador del tiempo de suministro del agua para abrir el tazón


126

T001. Cuando T001 expira Se desactiva SV1 para detener el suministro de agua de abrir el tazón. Se energiza la válvula SV2 que suministra el agua para cerrar el tazón. Al mismo tiempo, se inicia el temporizador de intervalos T000. Cuando T000 expira Se energiza la válvula SV3 que suministra el agua de sellado en el tazón. Se inicia el temporizador del tiempo de suministro de agua de sellado T003. Se resetea el temporizador de intervalos T000. Ir a la marca # 2


127

Anexo 3-1 Programa elaborado en MatLab para la identificación y simulación del proceso. clear all clc %***********************Experimentos preliminares*********************** %***********************Definición de las variables*********************** T1=[78, 78, 78, 78, 78, 79, 82, 84, 87, 90, 92, 95, 97, 101, 104, 106, 107, 109, 110, 110, 111, 111, 112, 112, 113, 114, 114, 114, 115, 115, 115, 115, 116, 116, 116, 116, 117, 117, 117, 118, 118, 118, 118, 118, 118, 118, 118, 118, 118, 118, 118, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 119, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120, 120]; t1=0:5:605; T2=[88 88 88 88 88 90 92 96 100 105 108 111 113 115 117 119 120 120 121 122 123 123 123 124 125 125 125 126 126 126 126 126 127 127 127 127 127 127 127 127 127 128 128 128 128 128 128 128 128 128 128 128 128 129 129 129 129 129 129 128 128 128 128 128 128 128 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 128 128 128 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129 129]; t2=0:5:550; T3=[83 83 83 83 83 84 84 86 88 91 94 96 99 101 104 106 108 110 111 112 114 115 116 117 118 118 119 120 121 121 121 122 122 122 123 123 123 124 124 124 124 125 125 125 125 125 125 125 125 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 126 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 126 126 126 126 126 127 127 127 127 126 126 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127 127]; t3=0:5:600; T4=[82 82 82 82 82 83 84 85 87 90 92 94 96 98 99 101 103 104 105 107 108 109 111 112 113 113 114 114 114 115 115 115 116 116 117 117 117 118 118 118 118 118 118 119 119 119 119 119 119 119 119 120 120 120 120 120 120 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 121 121 121 121 121 121 121 121 121 120 120 120 120 120 121 121 121 121 121 121 121 120 120 120 120 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121]; t4=0:5:605; clc T1=T1-78; T2=T2-88; T3=T3-83; T4=T4-82; plot(t1,T1,'g', t2,T2, 'r', t3,T3,'k',t4,T4,'b') axis([0 720 0 50]) grid title('Gráfica de los experimentos preliminares'); xlabel('Tiempo (s)'); ylabel('Temperatura (ºC)');


128

%***********************Experimentos de identificación*********************** %***********************Definición de las variables*********************** Ta=[77 77 77 77 77 77 77 77 77 77 77 78 78 78 79 80 81 82 83 84 85 85 87 88 90 91 92 93 94 96 97 98 98 99 100 100 101 102 102 103 103 104 105 105 106 106 107 107 108 108 108 109 109 109 109 109 110 110 110 110 110 110 110 110 111 111 111 112 112 112 112 112 113 113 113 113 113 113 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 118 118 118 118 118 118 118 118 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 117 117 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118]; Tb=[77 77 77 77 77 77 77 77 77 77 78 79 79 80 81 81 83 84 84 85 87 87 88 89 90 91 92 93 94 94 95 96 97 97 98 98 99 99 100 101 101 102 102 102 103 103 103 104 104 105 105 105 106 106 106 107 107 108 108 108 108 109 109 109 109 109 110 110 110 110 110 110 111 111 111 111 111 111 111 112 112 112 112 112 112 112 112 112 112 112 113 113 113 113 113 113 113 113 113 114 114 114 114 114 114 114 114 114 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 116 116 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116]; Tc=[80 80 80 80 80 80 80 80 80 80 81 82 83 84 85 87 88 89 90 91 93 94 95 96 98 98 99 100 101 102 103 104 104 105 105 106 106 107 107 108 109 109 109 110 110 110 110 111 111 111 111 111 111 111 112 112 112 112 112 112 113 113 113 113 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 115 116 116 116 116 116 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 119 119 119 119 119 119 119 119 119 120 120 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 119 119 119 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120]; Td=[82 82 82 82 82 82 82 82 82 82 82 82 83 83 84 85 86 87 87 88 89 90 91 93 94 95 96 97 98 99 100 101 102 102 103 104 104 105 105 106 106 107 108 108 109 109 109 110 110 111 111 111 112 112 112 112 112 113 113 113 113 113 114 114 114 114 114 115 115 115 115 115 116 116 116 116 116 117 117 117 117 117 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 121 121 121 121 121 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 123 123 123 123 123 122 122 122 122 122 122 122 122 121 121 121 121 121 121 121 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 123 123 123 123 123 123 123];


129

Te=[80 80 80 80 80 80 80 80 80 80 80 80 81 81 81 82 82 83 84 85 85 87 88 89 90 91 92 93 94 95 97 97 98 99 100 101 102 102 103 104 104 105 105 105 106 106 106 106 106 106 106 107 107 107 107 108 108 108 109 109 109 110 110 110 110 111 111 112 112 112 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 114 114 114 114 114 114 115 115 115 115 115 115 115 115 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 117 117 117 117 117 117 118 118 118 118 118 118 118 118 118 119 119 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 119 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 121 121 121 121 121 121 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120]; Tf=[79 79 79 79 79 79 79 79 79 79 79 80 80 81 83 84 85 86 88 89 90 92 93 94 95 96 97 98 99 100 101 102 102 103 104 104 105 105 106 106 106 106 106 106 107 107 107 107 108 108 108 108 109 110 110 110 110 111 111 111 111 112 112 112 112 112 112 112 112 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 113 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 114 115 115 115 115 115 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 117 117 117 117 117 117 117 117 117 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 116 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 118 118 118 118 118 118 118 117 117 117 117 117 117 116 116 116 116 116 116 116 116 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 117 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118 118]; Tg=[84 84 84 84 84 84 84 84 84 84 84 84 85 85 85 86 86 87 88 89 90 92 93 94 95 96 98 99 100 101 102 103 104 105 106 107 107 108 109 109 110 111 111 112 112 112 113 113 114 114 115 115 115 116 116 116 116 117 117 117 117 117 117 118 118 118 118 118 118 119 119 119 119 119 119 119 119 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 121 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 122 123 123 123 123 123 123 123 123 123 123 123 123 123 123 123 123 123 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 124 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125 125]; Th=[96 96 96 96 96 96 96 96 96 96 96 97 98 99 100 101 102 104 105 107 108 110 112 112 113 114 115 117 117 118 119 120 121 122 122 123 123 124 124 124 125 125 125 126 126 126 126 126 127 127 127 127 128 128 128 128 128 128 128 128 128 128 129 129 129 129 129 129 129 129 129 130 130 130 130 130 130 130 130 130 130 130 130 130 131 131 131 131 131 131 131 131 131 131 131 131 131 131 131 131 131 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 132 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 133 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 133 133 133 133 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 134 135 135 135 135 135 135 135 135 135 135 135 135 135 135 135]; t=0:2:450; u=[0, 0.2405, 0.481, 0.7215, 0.962, 1.2025]; u(7:226)=1.2025;


130

%***********************Preprocesamiento de los datos*********************** Ta= Ta-min(Ta); Tb=Tb- min(Tb); Tc=Tc- min(Tc); Td=Td- min(Td); Te=Te- min(Te); Tf=Tf- min(Tf); Tg=Tg- min(Tg); Th=Th- min(Th); figure (1) plot(t,Ta,'r',t,Tb,'m',t,Tc,'k',t,Td,'b',t,Te,'c',t,Tf,'g',t,Tg,'y') hold on plot(t,Th,'Color',[0 0 0.5]) title('Gráfica de los experimentos de identificación'); xlabel('Tiempo (s)'); ylabel('Temperatura (ºC)'); grid clc T(1,:)=Ta;T(2,:)=Tb;T(3,:)=Tc;T(4,:)=Td;T(5,:)=Te;T(6,:)=Tf;T(7,:)=Tg;T(8,:)=Th; % se obtiene la matriz T [Tp,Temp]=bestcurva(T); %Se obtiene en Tp la curva promedio y en Temp la curva más %cercana al promedio, en cada instante de tiempo. figure(2) plot(t,Ta,'r',t,Tb,'m',t,Tc,'k',t,Td,'b',t,Te,'c',t,Tf,'g',t,Tg,'y') hold on plot(t,Th,'Color',[0 0 0.5]) title('Gráfica de los experimentos de identificación y la curva promedio'); xlabel('Tiempo (s)'); ylabel('Temperatura (ºC)'); grid plot(t,Tp,'Color',[.2,.2,.2],'LineWidth',2) clc figure (3) plot(t,Temp, 'b'); title('Gráfica del experimento seleccionado'); xlabel('Tiempo (s)'); ylabel('Temperatura (ºC)'); grid figure (4) autocorr(Temp) figure (5) crosscorr(u,Temp) %***********************Determinación de la estructura*********************** Temp=Temp'; u=u'; Datos=iddata(Temp,u,2); P1= pem(Datos,'P1');


131

P1Z= pem(Datos,'P1Z'); P1D= pem(Datos,'P1D','Td','max',20); P1DI= pem(Datos,'P1DI','Td','max',20); P1IZ= pem(Datos,'P1IZ'); P2= pem(Datos,'P2'); P2Z= pem(Datos,'P2Z'); P2D= pem(Datos,'P2D','Td','max',20); P2DI= pem(Datos,'P2DI','Td','max',20); P2IZ= pem(Datos,'P2IZ'); figure (6) compare(Datos, P1, P1Z, P1D, P1DI,P1IZ,P2,P2Z,P2D,P2DI,P2IZ)


132

Anexo 3-2 Funciones elaboradas en MatLab para la identificación y simulación del proceso. %**************************Función para obtener la mejor curva experimental****************** function [Tp,B]=bestcurva(T) %Calcula la curva mas cercana a la curva promedio de la %familia de curvas contenidas en T. % T es una matriz que tiene en cada columna una medicion. [f,c]=size(T); Tp=mean(T); %se calcula la curva promedio for t=1:f; for i=1:c; E(i,t)=abs(T(t,i)-Tp(i)); %se calcula la matriz E: error end %en cada instante de tiempo end %respecto a la curva promedio for t=1:f; Estadigrafos(1,t)=[1 - norm(Tp - T(t,:))/norm(Tp -mean(T(t,:)))]*100; end %calcula el % de ajuste respecto al promedio Estadigrafos(2,:)=mean(E); Estadigrafos(3,:)=var(E); Estadigrafos(4,:)=std(E); Estadigrafos %contiene los estadigrafos de cada curva n=find(Estadigrafos(1,:)==max(Estadigrafos(1,:))); %halla el máximo de los porcientos de ajuste B=T(n,:); %devuelve la curva de mayor ajuste

%**************************Función para el análisis de los modelos obtenidos****************** function [B]=validacionmodel(datos,m) yn=datos.OutputData; %obtener las y de los datos media_yn=mean(yn); [ym,fit]=compare(datos,m); %obtener las y de los modelos ym=ym1.OutputData; %obtener el porciento de error de simulacion error_simulacion(:,1)=yn-ym; media_error_simulacion=mean(abs(error_simulacion)); porc_error_simulacion=(media_error_simulacion/media_yn)*100; %obtener el porciento de error de modelo(prediccion) error_modelo=pe(m,datos); media_error_modelo=mean(abs(error_modelo.OutputData)); porc_error_modelo=(media_error_modelo/media_yn)*100; B(:,1)=fit'; B(:,2)=porc_error_simulacion'; B(:,3)=porc_error_modelo';


133

Anexo 3-3 Esquema diseñado en el Simulink para la validación del controlador.


134

Anexo 3-4 Principales especificaciones del rack del PLC instalado. Unidad Central

Especificaciones CPU 315- 2 PN/DP (6ES7 315-2EG10-0AB0) Paquete de software STEP 7 V5.3 SP1 o superior Memoria de trabajo 128 Kbyte(s) Bloques de datos 1023 con una capacidad de 16 Kbyte(s) Tensión de alimentación 24 V DC Consumo de corriente. 2,5 A Potencia de pérdidas 3,5 W Veloc. de interfase MPI/DP 12 Mbit/s Comunicación TCP/IP Sí vía interfaz PROFINET Nº de enlaces totales 16 Nº de bastidores (máx.) 4 Nº de módulos (máx.) 8 Precio (euros) 1.869,00 € Módulos Digitales

Especificaciones SM 321 (6ES7 321-1BL00-0AA0) Nº de entradas/salidas 32 entradas digitales Tensión de alimentación 24 V DC Potencia de pérdidas 6,5 W Consumo de corriente 0.5A Conector frontal 40 polos Precio (euros) 288,00 € Especificaciones SM 322 (6ES7 322-1BL00-0AA0) Nº de entradas/salidas 32 salidas digitales Tensión de alimentación 24 v DC Potencia de pérdidas 5 W Consumo de corriente 0.5A Conector frontal 40 polos Precio (euros) 399,00 € Especificaciones SM 323 (6ES7 323-1BL00-0AA0) Nº de entradas/salidas 16 entradas y 16 salidas digitales Tensión de alimentación 24 v DC Potencia de pérdidas 3,5 W Consumo de corriente 0.5A Conector frontal 40 polos Precio (euros) 372,00 €


135

Módulos Analógicos

Especificaciones SM 331 (6ES7 331-7NF00-0AB0) Nº de entradas/salidas 8 entradas analógicas Tensión de entrada (máx.) 50 v Corriente de entrada (máx.) 32 mA Potencia de pérdidas 0.6 W Conector frontal 40 polos Precio (euros) 516,00 € Especificaciones SM 334 (6ES7 334- 0CE01-0AA0) Nº de entradas/salidas 4 entradas y 2 salidas analógicas Tensión de entrada (máx.) 20 v Corriente de entrada (máx.) 20 mA Potencia de pérdidas 2.6 W Conector frontal 20 polos Precio (euros) 338,00 € Módulos de funciones (Contador)

Especificaciones SM 350-2 (6ES7 350-2AH00-0AB0) Nº de entradas/salidas 8 entradas y 8 salidas digitales Nº de contadores 8 (incrementales) Frecuencia de contaje. 20 KHz Tensión de entrada 24 v Retardo a la entrada 50 µs Precio (euros) 843,00 €


136

Anexo 4-1 MANÓMETROS DE CARÁTULA Fecha de calibración: _____/_____/_____

Registro de calibración Nº:_________. Calibrado por: _________________________________________________________.

Datos del instrumento de medición bajo prueba (IMBP).

Denominación: _____________________________ Rango: _____________________ Fabricante: __________________ Modelo: _____________ No. Serie: ____________ Clase: _______________ Perteneciente a: ___________________________________ Calibrado conforme a: ___________________________ Error: ___________________ Periodo de Vigencia de la certificación: ______________________________________

Datos del instrumento de medición de presión relativa utilizado como patrón (IMP). Denominación: ______________________________ Modelo: ____________________ No. Serie: ______________ Clase: _____________ Límite de medición: ___________ Otros datos: ___________________________________________________________ ______________________________________________________________________

Condiciones de Referencia. Temperatura: ______ ± ______ (ºC) Variación de la temperatura durante la calibración: ______ ± ______ (ºC) Humedad relativa: ______ ± ______ (%)

Datos de calibración. 1. Examen exterior y comprobación del cero de presión relativa.

Satisfactorio: ____________ No satisfactorio: _______________ 2. Comprobación del funcionamiento.

Satisfactorio: ____________ No satisfactorio: _______________ 3. Comprobación de la hermeticidad.

Satisfactorio: ____________ No satisfactorio: _______________ 4. Comprobación de los errores de indicación

Indicaciones del IMP (Unidades de Presión)

(div.esc.) Kgf/cm2 ( )

Indicaciones del IMT ERROR

Incertidumbre de la calibración___________________________________________________ Abreviaturas: div.esc. = divisiones por escala. Incert = Incertidumbre de la calibración.


137

Anexo 4-2. TRANSDUCTORES DE PRESIÓN Fecha de calibración: _____/_____/_____





Condiciones de Referencia.

Temperatura: ______ ± ______ (ºC) Variación de la temperatura durante la calibración: ______ ± ______ (ºC) Humedad relativa: ______ ± ______ (%)

Datos de calibración. 5. Examen exterior y comprobación del cero de presión relativa.

Satisfactorio: ____________ No satisfactorio: _______________ 6. Comprobación del funcionamiento.

Satisfactorio: ____________ No satisfactorio: _______________ 7. Comprobación de los errores de indicación

Indicaciones del IMP (Unidades de Presión)

(div.esc.) Kgf/cm2 ( )

Indicaciones del IMP

(mA)

Indicaciones del IMBP

(mA)

Error (mA)

Incert. (mA)

Pendiente de la recta (m) = ______________ (mA / “Unidades de presión”). Intercepto de la recta (n) = ______________ (mA) Error máximo permisible: __________________.

Satisfactorio: ____________ No satisfactorio: _______________ Abreviaturas: div.esc. = divisiones por escala. Incert = Incertidumbre de la calibración.


138

Anexo 4-3. TERMÓMETROS BIMÉTALICOS Y RTD’s Fecha de calibración: _____/_____/_____





Condiciones de Referencia. Temperatura ambiente: ______ ± ______ (ºC) Variación de la temperatura durante la calibración: ______ ± ______ (ºC) Humedad relativa: ______ ± ______ (%) Escala de temperatura utilizada: ___________________________________________.

Datos de calibración.

Indicaciones

del IMP Indicaciones

del IMT Corrección (c) Incertidumbre

NOTA: Las indicaciones del termómetro, las correcciones y la Incertidumbre deben reportarse con el mismo número de cifras significativas.

díaz rodríguez reidel y serrano roque alain

Documents