I+i Investigación aplicada e innovación. Volumen 6 - Nº 1 / Primer Semestre 2012

Investigaciónaplicada einnovación

Volumen 6, N.o 1Primer semestre, 2012 Lima, Perú

Editorial ................................................................................................................................................................................................

Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia usando Herramientas de Visión por Computadora ....................................................................................................................... José Lazarte

Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través de respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga ............ María Teresa Mendoza

Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN .... Alberto Ríos

Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales .................................................... ...................................................................................................................................................................................... Mario Surco

Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken ......................................................................Rodrigo Perea

Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero ........................................ .Juan Carlos Heredia

Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos ...................................................................................................................................................................César Vera

Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados .................................................................. .......................................................................................................................................Adriana Barja / Hernán Zapata

Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin Espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad ..................... Victoria Larco

ISSN 1996-7551

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Campus ArequipaUrb. Monterrey Lote D-8 José Luis Bustamante y Rivero. Arequipa, PerúT: (54)426610 - F: (54)426654MAIL: [email protected]

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Editor en Jefe:Alberto Bejarano, Tecsup

Comité editorial:Aurelio Arbildo, InducontrolGuillermo Barcelli, 2E IngenierosJorge Bastante, TecsupElena Flores, Cementos PacasmayoHernán Montes, UtecRicardo Ruiz, TecsupJack Vainstein, Vainstein Ingenieros

Coordinadora:Mayra Pinedo

Colaboradores:Adriana BarjaJuan Carlos HerediaVictoria LarcoJosé LazarteMaría Teresa MendozaRodrigo PereaMario SurcoCésar VeraHernán Zapata

Corrector de estilo:Juan Manuel Chávez

Diseño y diagramación:OT Marketing Publicitario

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Nota Las ideas y opiniones contenidas en los artículos son responsabilidad de sus autores y no refleja necesariamente el pensamiento de nuestra institución.

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La revista Investigación aplicada e innovación, I+i, es publicada semestralmente. El objetivo de la revista es contribuir al desarrollo y difusión de investigación y tecnología, apoyando al sector productivo en la mejora de sus procesos, eficiencia de sus procedimientos e incorporando nuevas técnicas para fortalecer su competitividad. Las áreas prin-cipales de su cobertura temática son: Automatización industrial, Electrotecnia, Electrónica, Tecnologías de la Infor-mación y Comunicaciones (TIC), Ensayo de materiales, Química y Metalurgia, Educación, Mantenimiento, Tecnología Agrícola, Tecnología de la Producción, Tecnología Mecánica Eléctrica, Gestión y Seguridad e Higiene Ocupacional.

Va dirigida a los profesionales de los sectores productivos y académicos en las áreas de la cobertura temática.

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• Acontinuaciónaparecerá–enespañoleinglésunbreveresumendelcontenidodelartículoyunaspalabrasclavecon cuerpo de 9 puntos.

• Elartículodebedividirseen:

– Introducción:Explicarelproblemageneral;Definirelproblemainvestigado;Definirlosobjetivosdelestudio;Interesar al lector en conocer el resto del artículo.

– Fundamentos: Presentarlosantecedentesquefundamentanelestudio(revisiónbibliográfica);Describireles-tudio de la investigación incluyendo premisas y limitaciones.

– Metodología:Explicacómosellevóalaprácticaeltrabajo,justificandolaeleccióndeprocedimientosytécnicas.

– Resultados:Resumirlacontribucióndelautor;Presentarlainformaciónpertinentealosobjetivosdelestudioenformacomprensibleycoherente;Mencionartodosloshallazgosrelevantes,inclusoaquelloscontrariosalahipótesis.

– Conclusiones:Inferirodeducirunaverdaddeotrasqueseadmiten,demuestranopresupone;Responderala(s)pregunta(s) de investigación planteadas en la introducción y a las interrogantes que condujeron a la realización de la investigación.

– Referencias:TrabajarlasreferenciasbajoelformatodelAmericanPsychologicalAssociation(APA)

3. seleccIón de artículos

• Elprocedimientodeseleccióndeartículosparaserpublicadosserealizamedianteunsistemadearbitrajequeconsisteenlaentregadeltextoanónimoadosmiembrosdelconsejoeditorial,especialistaseneltema.Siambosrecomiendansupublicación,seaceptasudictamenysecomunicaalautor;sinocoinciden,eldictamendeotromiembro será definitivo.

• Unavezenviadoelartículo,cumpliendocontodaslasnormasantedichas,elconsejoderedaccióncorregiráunasola prueba, no siendo posible remitir posteriores modificaciones.

• Paracontactarconusted,rogamosqueadjuntesucorreoelectrónico,correopostal,teléfonoyfax.

3

EDITORIAL

Iniciamos el sexto año de publicación de la revista I+i, motivados en la difusión de la inves-

tigación aplicada e innovaciones que contribuyan al desarrollo de la ingeniería y tecnología.

Comprometidos con el desarrollo de la producción intelectual, seguimos compartiendo con

los profesionales y empresas, los resultados de estudios y proyectos que ayuden en la mejora

de sus procesos.

En esta edición, correspondiente al primer semestre de 2012, contamos con trabajos realiza-

dos en las áreas de Automatización, Procesos Químicos y Metalúrgicos, Mecánica, Electrotec-

nia y Producción, los cuales representan un gran aporte al desarrollo tecnológico.

Comité Editorial

5

Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012

José Rojas, Xxxxxx

Diseño de Proyectos Industriales Operacionales

José Lazarte, Tecsup

Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por

Computadora

Temperature Measurement in Power Semiconductors Using Computer Vision Tools

Resumen

Este artículo trata del estudio realizado para poder realizar el

trazado de un patrón de temperaturas en la superficie de un

semiconductor de potencia. Teniendo como dispositivo de

adquisición de información una cámara termo gráfica que

entrega imágenes de una región del espacio donde se en-

cuentra el dispositivo bajo estudio.

A partir de dicha información y usando herramientas de re-

gistro, segmentación y extracción de características, se realiza

la medición de los valores y se define un patrón de tempera-

turas que permiten identificar como se está realizando el pro-

ceso de intercambio de calor entre él dispositivo de potencia

y el medio ambiente. Dicha información resulta importante

en un proceso de mantenimiento, para poder evaluar la in-

tegridad del dispositivo en el menor tiempo y sin tener que

desconectarlo del sistema donde opera.

Los resultados obtenidos con este procedimiento demues-

tran la efectividad de este para caracterizar los valores de

temperatura que el dispositivo desarrolla. Se han validado los

resultados con tres imágenes distintas del dispositivo y en los

tres los resultados son concordantes.

Abstract

This article deals with the study in order to make the layout

of a pattern of surface temperatures of a power semiconduc-

tor. Having as information acquisition device thermo graphic

camera that delivers images of a region of space where the

device under study.

From this information and using logging tools, segmentation

and feature extraction is performed to measure the values and

defining a pattern of temperatures to identify as it is making

the process of heat exchange between him and power device

environment. Such information is important in a maintenance

process, to assess the integrity of the device in the shortest

time and without having to disconnect the system where it

operates.

The results obtained with this procedure demonstrate the

effectiveness of this to characterize the temperature values

that the device develops. Results have been validated with

three different images of the device and the three results are

concordant.

Palabras clave

Termografía, visión por computadora, Semiconductores, Tem-

peratura.

Key words

Thermal imaging, computer vision, Semiconductors, Tempera-

ture.

INTRODUCCIÓN

El uso de termo grafía como herramienta en los procesos de

mantenimiento se ha extendido en los últimos 20 años con la

aparición de equipos con mejores prestaciones en la detección

de la gama del espectro infra-rojo. Tal es el caso de los equipos

de la marca FLIR en especial del modelo i5, en base a la informa-

ción grafica en una imagen termo gráfica se hacen evidentes

6


LAZARTE, José. “Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por Computadora ”

comportamientos que de otra manera pueden pasar sin ser

detectados. Estos procedimientos son usados bastante en la

industria para la detección de fallas o mal funcionamiento de

equipos.

En particular cuando los dispositivos bajo estudio están

funcionando en sistemas críticos no es posible poder des-

conectarlos y verificar su integridad mediante pruebas de

laboratorio, por lo cual es importante y necesario realizar un

procedimiento de evaluación en el campo, donde el disposi-

tivo está funcionando. Esto es de considerable importancia

cuando se trata de un dispositivo semiconductor que puede

manejar niveles de energía muy grandes y cuyo trabajo es

clave en un sistema determinado.

En el caso de semiconductores su comportamiento térmico

es fundamental para asegurar su tiempo de vida y evitar fa-

llas intempestivas que no solo deterioren el dispositivo, si no

el sistema en el que este se encuentra trabajando.

Por tanto el comportamiento térmico de la superficie de un

semiconductor puede servir como herramienta de detección

de posibles problemas de mal funcionamiento si son primero

detectadas con los instrumentos adecuados y, luego puedan

entregar la información necesaria para poder evaluar el com-

portamiento del mismo.

En particular tomaremos como caso de estudio la temperatu-

ra de la etapa de potencia de un variador de velocidad para

motores AC.

En este caso el dispositivo bajo estudio esta ensamblado en

el equipo y opera de forma satisfactoria en un entorno indus-

trial. Es ahí donde se requiere poder mediante una imagen

tomada con una cámara temo gráfica identificar su tempera-

tura de trabajo y generar un patrón de temperaturas de su

superficie visible.

Figura 1: Imagen de Dispositivo de potencia bajo estudio.

Dicho dispositivo contiene el siguiente modelo circuital de se-

miconductores.

Figura 2: Imagen del circuito representativo del dispositivo.

FUNDAMENTOS

En la realización de aplicaciones de visión por computadora se

requiere del desarrollo de varias partes en las que se realizan

procedimientos que buscan poder tomar información de un

fenómeno del mundo real y traducirlo a modelos matemáticos

de imágenes para que estos puedan ser analizados y aplicando

conceptos de control se pueda tomar una decisión y realizar un

acción que afecte al fenómeno bajo estudio.

Los sistemas de visión artificial se encuentran conformados por

dos partes; la que corresponde a la adquisición de la informa-

ción del fenómeno bajo estudio, así como la que corresponde

al actuador que modificará o interactuará con el fenómeno; y la

segunda que corresponde al tratamiento de la información en

base a herramientas de software.[1]

Es en este ámbito que se desarrolla este estudio, especifica

mente en los bloques que corresponden a procesamiento de

la imagen, segmentación y Detección y extracción de caracte-

rísticas

.

Figura 3: Partes de un sistema de Visión Artificial

En la parte de procesamiento de la imagen, se producen de-

gradaciones de las mismas, debido a causas aleatorias en los

7



procesos de captación, transmisión y digitalización. Dentro

de esto se realiza por ejemplo el proceso de conversión de

imagen de color a escala de grises para poder analizar la lu-

minancia de la imagen. Esto se realiza mediante la ecuación

de luminancia. Aplicada a una imagen de color en base a sus

componentes, en el caso de una imagen con un patrón RGB

de color como el que se muestra en la figura 4.

Figura 4: Imagen a color con un patrón R-G-B de color.

Figura 5: (a) Componente R, (b) Componente G,

(c) Componente B, (d) Escala de grises.

La ecuación de luminancia es la mostrada a continuación:

Y = R*0.3+G*0.5 + B*0.11 (1)

En donde R, G y B son los valores de cada pixel en cada una de

las componentes. El valor de Y es el valor que tendrá el pixel

en la imagen en escala de grises.

En la parte de segmentación se busca realizar una separación

identificando el objeto de interés del fondo de la imagen,

para ello se hacen uso de diferentes algoritmos como los de

histograma, umbralización, ecualización, erosión, dilatación,

etiquetado, etc.

Finalmente en la parte de extracción de características se busca

detalles típicos que caractericen al objeto estudiado para poder

reconocerlo, buscando una manera óptima de representar la in-

formación que describe cada uno de los detalles caracterizados.

En el procedimiento se busca identificar una zona o región para

poder leer un valor de color que permita identificar en base a

un mapa de color un valor de temperatura. [2]

METODOLOGÍA

Para la realización del estudio se uso imágenes tomadas con

una cámara Flirt modelo i5 que entrega una imagen en formato

JPG con una resolución de 240x240 pixeles.

Dicha información es tomada directamente del equipo que po-

see el semiconductor instalado como parte de él y operando,

en este caso particular es un variador Modelo iG5 de la marca

LG. El equipo se encontraba operando un motor de 3HP, con

carga mínima por un periodo previo de dos horas antes de la

toma de la imagen.

A continuación se muestra una imagen del equipo en mención.

Figura 6: Imagen del variador de velocidad iG5

En la parte inferior del equipoV se encuentra el dispositivo que

será motivo del presente estudio, la imagen tomada con la cá-

mara termo gráfica registra el lado expuesto o visible de dicho

dispositivo, la cual se muestra en la imagen siguiente, que en-

foca aproximadamente el mismo punto de visión que el de la

cámara termo gráfica.

a

c

b

d

8



Figura 7: Detalle de la ubicación del dispositivo semiconductor

Dicha imagen nos servirá de referencia de la ubicación del

área que se estudiará.

ADQUISICIÓN DE LA INFORMACIÓN

Se realizaran las mediciones usando una cámara termo gráfi-

ca modelo FLIR i5 la cual presenta entre sus característica un

rango espectral de detección de 7,5 a 13 µm. y una resolución

de infra rojos de 80x80 píxeles. [1] A continuación se muestra

una imagen del equipo.

Figura 8. Flir i5 (a) vista de frontal, (b) vista posterior.

La toma de la imagen se realizo de la forma mostrada en la

figura considerando mantener una posición frontal respecto

al objeto sobre el cual se realiza la toma de la imagen termo

gráfica.

Figura 9. Disposición física entre la cámara y el variador de velocidad

Se realizaron varias tomas de las que se escogieron tres, con las

que se realizas las pruebas de validación de los resultados. Las

imágenes son las siguientes.

Figura 10. Imágenes usadas para la validación de los resultados

De las imágenes mostradas se deben de tomar en cuenta que

el valor de temperatura que la cámara registra según su propia

forma de registro y medición se muestra en la zona marcada

con 1, la cámara posee un punto de referencia de medición

que se encuentra marcado con un visor circular y se ubica en

el centro de la imagen, zona marcada con 2, en la parte interior

posee un patrón de color en la zona marcada con 3 y presenta

el rango de temperaturas en la que está contenida la escala de

color en las zonas marcadas con 4.

9



1

4

2

43

Figura 11. Disposición de la información contenida en la imagen

RESULTADOS

Procedimento desarrollado de medición

Con la imagen termo gráfica (la imagen esta en formato JPG)

como punto de partida se realizo un procedimiento usando

el software Matlab [3] y las herramientas que este presenta

en el procesamiento de imágenes para poder extraer de la

imagen información de la temperatura de la superficie visible

del dispositivo semiconductor.

El procedimiento que describiremos esta desarrollado en un

scrip de Matlab.

A) Lectura de la imagen.

Se usa el comando imread para realizar la lectura del ar-

chivo gráfico, luego lo pasamos a escala de grises para

luego mediante el comando size, las filas y columnas fue-

ron guardadas en las variables m1 y n1 con dichos valo-

res calculo las coordenadas del centro de la imagen para

desde ese punto como referencia ubicar las coordenadas

de las regiones de interés.

La imagen en formato JPG se convierte a una imagen

indexada, y a una imagen en escala de grises para po-

der de ella leer las dimensiones de esta, la cual resulta de

240x240.

B) Determinación de coordenadas de la escala de medición.

Se determinan las coordenadas de los vértices del área

que encierra la escala gráfica de temperaturas. Tomando

como referencia las coordenadas del centro de la imagen.

[3]

Luego se muestran los tres canales de color (RGB) de la ima-

gen.

Figura 12. Canales RGB de la imagen termo gráfica

C) Determinación de coordenadas de la escala de medición.

En esta parte se recorta las regiones de la imagen, en las

que se realizará el análisis, para nuestro caso tendremos

dos regiones, la que corresponde al semiconductor y a la

imagen patrón de temperaturas. En base a la información

de coordenadas definidas en la parte anterior.

Para ello se hace uso del comando “imcrop”[2], con este co-

mando definimos las matrices “Area_Med” que contiene la

información indexada de la imagen y “Pat_med” que con-

tiene la información de la imagen patrón de colores.

Con el comando “size” definimos las dimensiones de filas y

columnas de cada una de ellas. En el caso de las columnas

es necesario resaltar que en el valor entregado están consi-

derados los tres patrones de color (RGB); por lo que será ne-

cesario dividirlo entre tres para poder tener la dimensión

en columnas correcto.

Figura 13. Imágenes recortadas

D) Determinación de los valores de temperatura en base al pa-

trón de color.

En esta parte se definen los límites de temperatura míni-

ma y máxima entre los que varía el patrón de color, además

se desarrolla un algoritmo que permita primero tomar un

10



punto de la imagen y compararlo con cada punto del me-

dición de colores, para poder definir a que valor se ase-

meja más, pare ello la comparación la realizamos en base

a diferencias, usando la siguiente ecuación:

VectorError_T = (diferencia de intensidades del canal R)

+ (diferencia de intensidades del canal G)

+ (diferencia de intensidades del canal B)

(2)

De todos los errores calculados y contenidos en el

vectorError_T, se elige el que presenta menor valor y se le

asigna el índice correspondiente de la posición de dicho valor

en el patrón de colores.

Con dicho índice se tabula mediante una regla de tres el va-

lor de temperatura correspondiente en función a los valores

máximos y mínimos determinados antes. En base a la ecua-

ción:

Tindice = (Tmax-((125- k)*(Tmax- Tmin)/125)) (3)

Mostramos a continuación en una gráfica la fila 10 de las 21

que contiene la imagen analizada de los valores de tempera-

tura calculada.

Figura 14. Valores de temperatura alcanzados en la fila 10 de la imagen

analizada.

Notamos que a lo largo de la imagen los valores de tempera-

tura están por encima de 24°C y por debajo de 32°C

E) Determinación de los valores de temperatura en base al

patrón de color.

Se extraen los valores máximos, mínimos y promedios de

las temperaturas contenidas en la imagen. Se generan his-

togramas de estos valores para poder tener una idea de su

distribución en el área contenida de la imagen. Y se grafica

tridimensionalmente la distribución de valores obtenidos.

En función al mapa de colores ( “cool”) de la función “surf”

de Matlab.

Figura 15. Histograma del vector Vector_T.

Figura 16. Histograma del vector Temperatura_Maxima

Figura 17. Histograma del vector Temperatura_Minima

11



Figura 18. Histograma del vector Temperatura1(promedio)

Figura 19. Gráfico 3D de distribución de temperaturas imagen (a)

Comparando los valores alcanzados y su distribución a lo lar-

go de la imagen, podemos tener una clara idea de cómo se

distribuye la temperatura y por ende el calor en el dispositivo

cuando este está en funcionamiento.

CONCLUSIONES

Los valores de temperatura encontrados, así como los máxi-

mos y mínimos los organizamos para la primera imagen con-

signando el valor dado por la cámara, y realizando el mismo

procedimiento para las imágenes (b) y (c). Permiten tener el

siguiente cuadro de valores.

TABLA I

VALORES DE TEMPERATURAS PARA LAS TRES IMÁGENES.

Tmáxima Tmínima Tpromedio Tcamara

Imagen

(a)29.98 25.19 27.48 29.30

Imagen

(b)29.10 23.01 26.00 26.30

Imagen

(c)29.49 25.41 27.08 27.00



Se observa de los resultados que los valores concuerdan con

los que la cámara entrega, pero hay que considerar que el valor

de temperatura de la cámara es en relación a un área pequeña

y definida, para nuestro caso el área de estudio es mucho más

grande por lo que considero que es más representativo y de

mucha mayor utilidad la información que puede mostrarnos las

figuras 19, 20 y 21.

Finalmente considerando este tipo de análisis como un primer

paso de un procedimiento que permita tomar la imagen termo

gráfica en tiempo real y realizar un proceso de monitoreo de tal

forma que cuando los valores salgan de los consignados como

valores de operación normales se pueda tomar un acción co-

12



rrectiva o de prevención de forma directa en el sistema que

se está monitoreando.

REFERENCIAS

[1] FLIR Systems, Inc (2010), Manual de Usuario i5 i7, Docu-

mento T559389, March 11, 2010, Boston, Massachusetts.

[2] Dana H. Ballard, Christopher M. Brown (1982), Computer

Vision, Department of Computer Science, University of

Rochester, PRENTICE-HALL. INC., New York.

[3] The MathWorks, Image Processing Toolbox™ 7

User’s Guide (2011).

ACERCA DEL AUTOR

José J. Lazarte Rivera recibió el grado de Bachiller en Ciencias

y el título profesional en Ingeniería Electrónica, por la Univer-

sidad Nacional de Ingeniería, ha participado en programas de

entrenamiento en Aplicaciones Industriales de Electrónica

en el Instituto Politécnico de Inchon en Corea del Sur. Tiene

experiencia en mantenimiento electrónico y desarrollo de so-

luciones en el campo de la Electrónica Industrial, Electrónica

Digital aplicada, Integración de sistemas de Electrónicos de

Potencia en Industria, Control de Velocidad y Posición de Mo-

tores, habiendo realizado diversas actividades de consultoría

para empresas locales. Es profesor a tiempo completo en TEC-

SUP-Lima y dicta cursos relacionados a electrónica analógica

y digital, Tiene a su Cargo el Laboratorio de Electrónica de Po-

tencia del Departamento de Electrónica. Participa también en

el dictado de cursos de Especialización para profesionales de

la industria, especialmente en temas de Control Electrónico

de Potencia y Control Automático de Motores Eléctricos.

Original recibido: 15 de marzo de 2012

Aceptado para publicación: 25 de abril de 2012

13


José Rojas, Xxxxxx


María Teresa Mendoza, Tecsup

Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través

del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga

Comparison of Methods of Parameter Estimation of Synchronous Generator Through the Frequency

Response Test and Load Rejection

Resumen

En este trabajo se discute la metodología de estimación de

parámetros eléctricos de un generador síncrono de polos

salientes, a través del ensayo de respuesta en frecuencia con

rotor en reposo (ERFRR).Los métodos numéricos utilizados

para la identificación de parámetros son el método de Levy

y el método de Levenberg-Marquardt. Para validar los datos

obtenidos, se compararon los resultados de los parámetros

estimados con los valores de los parámetros obtenidos en

ensayos de corto-circuito brusco y de rechazo de carga. Los

resultados fueron obtenidos usando un generador síncrono

de 2 kVA, 230 V, 1800 RPM, 60 Hz. Los parámetros estimados

fueron las reactancias síncronas y todas las constantes de

tiempo.

Abstract

This paper discusses the methodology for estimating the

electrical parameters of a salient pole synchronous generator,

using data obtained from the standstill frequency response

(SSFR) test. We analyzed the spectra of amplitude and phase

of the operational inductances of direct and quadrature axis

of the stator windings and compared the results with the pa-

rameter values obtained in tests of short-circuit and sudden

load rejection.

Palabras clave

Generador síncrono, estimación de parámetros, ensayo de

respuesta en frecuencia, método de Levy, método de Leven-

berg-Marquardt, ensayo de rechazo de carga.

Key words

Synchronous generator, parameter estimation, frequency res-

ponse test, Levy’s method, Levenberg-Marquardt’s method,

load rejection test.

INTRODUCCIÓN

Los parámetros del generador síncrono se utilizan en la cons-

trucción de modelos matemáticos para el estudio de la dinámi-

ca de sistemas de energía eléctrica. Estos estudios tales como

la determinación de los límites de operación, la configuración

de los esquemas de protección, el despacho de carga, la esta-

bilidad transitoria y dinámica entre otros, son críticos para la

operación del sistema de energía eléctrica. El conocimiento de

los parámetros de los generadores síncronos es de vital impor-

tancia en la obtención de resultados confiables obtenidos a

través de simulaciones dinámicas.

Los parámetros eléctricos fundamentales de un generador sín-

crono son las resistencias eléctricas de los devanados del esta-

tor y rotor, las reactancias de dispersión de estos devanados y

las reactancias de magnetización del eje directo d y del eje en

cuadratura q, las reactancias síncronas de ejes d y q, las reactan-

cias transitorias y sub-transitorias de circuito abierto y de corto

circuito de los ejes d y q.

Una de las instituciones internacionales que se preocupa con

los métodos a utilizar para la determinación de parámetros es

el Electrical Power Research Institute (EPRI) [3]. La EPRI incenti-

va a los propietarios de centrales a mejorar los parámetros de

sus componentes para que las simulaciones puedan describir

14


MENDOZA, María. “Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga”

perfectamente el comportamiento dinámico de las mismas,

ya que actualmente existen software muy buenos en el mer-

cado para realizar simulaciones.

El ensayo de respuesta en frecuencia es una técnica de esti-

mación de parámetros eléctricos de generadores síncronos

que presenta un bajo nivel de riesgo impuesto a la máqui-

na, comparado con ensayos de cortocircuito. Este método se

basa en la determinación de parámetros estándares del ge-

nerador, tanto para el eje directo como para el eje en cuadra-

tura, utilizando curvas de respuesta en frecuencia obtenidas

experimentalmente con el generador en reposo.

En este trabajo, se presenta un procedimiento para estima-

ción de algunos parámetros eléctricos de un generador sín-

crono de polos salientes utilizando los datos obtenidos del

ensayo de respuesta en frecuencia. A partir de estos datos,

se determinaron los siguientes parámetros: reactancias sín-

cronas de eje directo y de eje en cuadratura y las constan-

tes de tiempo transitorias y sub-transitorias de eje directo y

de eje en cuadratura, de cortocircuito y de circuito abierto

utilizando métodos iterativos de ajuste de curvas. El método

iterativo de Levy [7], [12] y de Levenberg-Marquardt [7], [8] y

[12] que permiten una estimación eficiente y numéricamen-

te convergente fueron utilizados en este programa.

Uno de los aportes de este trabajo, es el uso del método de

Levy como punto de partida para el método de Levenberg-

Marquardt (L-M). El uso del método de Levy, que es sólo uti-

lizado en sistemas lineales, se mostro como una herramienta

muy importante para la búsqueda de este punto de partida.

Para validad la consistencia de los resultados del ensayo de

respuesta en frecuencia con rotor en reposo y la eficiencia

de los algoritmos de estimación de parámetros utilizados en

este trabajo se comparo los valores obtenidos en el ensayo

de respuesta en frecuencia con los resultados de ensayos de

cortocircuito y de rechazo de carga del eje directo y de eje

arbitrario.

MODELAMIENTO MATEMÁTICO DE LA DINÁMICA DEL GENERADOR SÍNCRONO

El generador síncrono es normalmente modelado en dos

ejes d y q usando la transformada Park [6], [9]. Varios inves-

tigadores, entre ellos Kundur [6], consideran el generador

síncrono de polos salientes como teniendo un devanado de

amortecimiento en el eje d y un devanado de amortecimien-

to en el eje q. Las inductancias operacionales del eje d y eje q

pueden entonces ser obtenidos a partir de los circuitos equiva-

lentes vistos en la figura (1).

En esta figura vd y v

q son las tensiones del eje d y q, en los termi-

nales del devanado del estator, id y iq son las corrientes de ejes

d y q del estator, vfd

es la tensión de campo, Ld(s) y L

q(s) son las

inductancias operacionales de ejes d y q, Ra es la resistencia del

devanado de armadura.

Las expresiones de las inductancias operacionales Ld(s) y L

q(s)

son mostradas en (1) y (2) [2], [10]-[20].

(1)

(2)

(a)

(b)

Figura 1 – Circuito equivalente a) eje d y b) eje q del generador síncrono de

polos salientes

En estas ecuaciones Ld e L

q son las inductancias síncronas de

ejes d y q, T´d e T

d son las constantes de tiempo transitorio y sub-

transitorio de cortocircuito y del eje directo, respectivamente,

Tq es la constante de tiempo sub-transitorio de cortocircuito

y de eje en cuadratura, T´d0

e Td0

son las constantes de tiempo

transitorio y sub-transitorio de circuito abierto y de eje directo,

respectivamente, Tq0

es la constante de tiempo sub-transitorio

de circuito abierto y de eje en cuadratura.

15



ENSAYO DE RESPUESTA EN FRE-CUENCIA

Los ensayos de respuesta en frecuencia son descritos en la

IEEE Std. 115 [1]. Esta norma existe desde los años 80, fue re-

visada en 1995 y se volvió a revisar en 2009 siendo publicada

en 2010. Esta es muy importante en el área de ensayos de

máquinas síncronas.

Esta norma muestra como determinar las impedancias ope-

racionales del eje directo y del eje en cuadratura Zd(s) y Z

q(s)

a partir de los ensayos de respuesta en frecuencia, colocando

el rotor en reposo, primero de manera que el eje de campo

magnético debido a la corriente del estator este a lo largo

del eje directo y la impedancia operacional de eje d, Zd(s) sea

obtenido. La norma IEEE Std. 115 explica como esto es reali-

zado, figura (2).

De forma análoga, con el rotor posicionado en el eje q se ob-

tiene la impedancia operacional de eje q, Zq(s).

(a)

(b)

Figura 2 – Configuraciones del ensayo para obtener la impedancia

operacional (a) del eje d, Zd(s), (b) del eje q, Zq(s)

Las funciones de transferencia Zd(s) y Z

q(s) son obtenidas por

medio de sus diagramas de Bode que muestran las amplitudes

y ángulos de fase en función de la frecuencia. La ecuación (3)

permite determinar las inductancias operacionales de eje di-

recto y de eje en cuadratura que serán utilizados en la estima-

ción de los parámetros, como se ve en las ecuaciones (1) y (2).

(3)

Para obtener Ra, se debe trazar la parte real de la impedancia

operacional de armadura Zd(s), en función de la frecuencia y

extrapolarse para una frecuencia cero [1].

(4)

Se debe tener mucho cuidado para obtener el valor de la resis-

tencia eléctrica de armadura, que será utilizado en los cálculos

de los parámetros, con la mayor precisión y resolución posible,

caso contrario, podría resultar en grandes errores para valores

de baja frecuencia de la inductancia operacional. En este ensa-

yo es muy importante para obtener medidas aceptables, una

buena calibración de los instrumentos de medida de tensión y

de corriente eléctrica.

DESCRIPCIÓN DEL ALGORITMO DE ES-TIMACIÓN

El algoritmo de estimación de parámetros para el ensayo de

respuesta en frecuencia determina los parámetros de las induc-

tancias operacionales de los ejes d y q (3), que aproximen las

funciones de amplitudes y los ángulos de fase de las funciones

de transferencia Ld(s) y Lq(s) para cada frecuencia w, obtenidas

por medio de tensiones y corrientes del estator en un dado ran-

go de frecuencias.

Los métodos numéricos utilizados para la estimación de los

parámetros en el dominio de la frecuencia son el método de

Levy y el método de Levenberg-Marquardt. El método de Levy,

es utilizado para determinar una primera estimación de valores

de parámetros que serán el punto de partida del método de

Levenberg-Marquardt.

El método de Levy fue propuesto en 1959 [7], [12]. El objetivo

de este método es determinar los coeficientes de un modelo

lineal descrito por una función de transferencia lineal.

(5)

16



La respuesta en frecuencia del modelo se aproxima de una

respuesta en frecuencia obtenida a partir de procedimientos

experimentales H(s). El error del modelo en el dominio de la

frecuencia es dado por:

(6)

Una solución para determinar los coeficientes de la función

de transferencia , con la finalidad de minimizar la función de

error (6), es conseguida multiplicando D(jw), lo que resulta en

la ecuación:

(7)

Donde A y B son funciones dependientes del vector de fre-

cuencia w y de los coeficientes de la función de transferencia.

De la expresión (7) se define la función objetivo a minimizar.

(8)

Los coeficientes de la función de transferencia serán determi-

nados, minimizando F [7], [12].

Por otro lado, el método de Levenberg-Marquardt se basa en

el ajuste de una función no lineal de mínimos cuadrados. Los

parámetros de un modelo son determinados de manera que

minimicen la suma de cuadrados de la función objetivo [4],

[7] y [18].

(9)

Donde f(p) es la diferencia entre los datos medidos del ensayo

de respuesta en frecuencia y los datos de la función de trans-

ferencia obtenidos por el método de Levy. Las condiciones

de optimización sólo pueden ser verificadas numéricamente.

El valor de F(p) puede ser encontrado aplicando la primera

condición de optimización.

(10)

La segunda derivada parcial de la función objetivo F(p) es la

matriz Hessiana dada por:

(11)

El método de L-M varía entre el método de Gradiente Descen-

diente y el método de Gauss-Newton. Cuando λ≈0 el método es

equivalente a Gauss-Newton y si λ tiende a infinito, el método

de L-M tiende al método de gradiente. Las ventajas de este mé-

todo es la posibilidad de ajustar λ para cada iteración.

(12)

La complejidad del algoritmo de L-M aumenta con el número

de parámetros que serán determinados.

ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS DEL ENSAYO DE RESPUESTA EN FRECUENCIA

El primer paso en la identificación de parámetros es la elección

de las estructuras del generador para el eje directo y para el eje

en cuadratura. En el caso de generadores síncronos de polos

salientes se utilizarán las ecuaciones (1) y (2).

Se realizaron 105 mediciones de amplitud y de fase de las im-

pedancias operacionales Zd(s) y Z

q(s) en el rango de frecuencia

de (0.01 Hz a 1000 Hz), usando los esquemas mostrados en la

figura (2). Con los pares de puntos obtenidos de amplitud y

de fase Zd(s) y Z

q(s) y usando la expresión (3) se obtuvieron los

puntos Ld(

s) y Lq(s).

Utilizando el método de Levy se obtuvo las curvas de respuesta

en frecuencia que se aproximaban, estas fueron usadas como

punto de partida para la aplicación del método de L-M, que

minimiza el error entre la función de transferencia medida y la

función de transferencia obtenida por el método de Levy.

Tabla 1 – Parámetros estimados en el eje d utilizando diferentes ensayos

Parámetros Métodos

Eje “d”Corto-

circuitoRechazo de

cargaERFRR L-M

Ra (Ω) 1,38 - 1,3827

Ld (H) 0,0924 0,0749 0,0776

T’d (s) 0,0565 0,0706 0,0774

Td (s) 0,0149 0,0206 0,0050

T’d0

(s) 0,2917 0,2854 0,3461

Td0

(s) 0,0225 0,0330 0,0086

17



En la tabla (1), se compara los valores del ensayo de respuesta

en frecuencia con rotor en reposo (ERFRR) con parámetros

determinados por medio de otros ensayos. Se observa que

las mayores diferencias entre los ensayos realizados esta en

las constantes de tiempo sub-transitorias T’’d y T’’d0.

La amplitud y fase de la inductancia operacional Ld(s) son

mostradas en las figura (3). La línea sólida muestra las can-

tidades medidas por medio del ERFRR, la línea punteada re-

presenta la función de transferencia estimada utilizando los

métodos descritos.

Figura 3 – Amplitud y fase de la inductancia operacional Ld(s), datos

medidos y datos estimados

Como se observa, en la tabla (1), se comparan los resultados

de estimación de parámetros obtenidos del ensayo de re-

chazo de carga del eje directo con los datos del ERFRR. Para

determinar los parámetros a partir del ensayo de rechazo de

carga se utilizo una metodología gráfica [11], [12], figura (4).

Figura 4 – Tensión terminal del generador durante el rechazo de carga de

eje directo

Al ser un método gráfico, la determinación de parámetros se

obtiene a través de las tendencias A, B1, B2, y C (figura 5).

En la tabla (2), se muestran los parámetros estimados a través

del ERFRR, y los parámetros determinados del ensayo de recha-

zo de carga eje directo, considerando dos tendencias B1 y B2.

El ensayo de rechazo de carga, por lo que se observa, permi-

te la determinación de cualquier valor para las constantes de

tiempo transitoria y sub-transitoria, en cuanto que el método

de respuesta en frecuencia, por su naturaleza imparcial y es-

trictamente matemática determina constantes de tiempo de

manera bien clara.

Tabla 2 – Parámetros estimados en el eje d, considerando diferentes

ensayos y tendencias en la tensión terminal del ensayo de rechazo de

carga de eje d

Parámetro Métodos

Eje “d”

Rechazo de

carga-eje d

(Tendencia

B1)

(Tendencia

B2) (Ten-

dencia B2)

ERFRR

Ld (H) 0,0749 0,0749 0,0776

T’d (s) 0,0706 0,0706 0,0774

Td (s) 0,0056 0,0205 0,0050

T’d0

(s) 0,2854 0,2854 0,3461

T’d0

(s) 0,0066 0,0353 0,0086

En la tabla (3) se presenta los parámetros estimados para el eje

en cuadratura del ensayo de respuesta en frecuencia, utilizan-

do el método de Levy y el método de Levenberg-Marquardt. Se

18



compara estos valores con parámetros obtenidos del ensayo

de rechazo de carga eje arbitrario.

Tabla 3 - Parámetros estimados en el eje q utilizando diferentes ensayos

Parámetroseje “q”

Métodos

Rechazo de car-ga eje arbitrario

ERFRRL-M

Lq (H) 0,0547 0,0589

T’’q (s) 0,0083 0,0030

T’’qo (s) 0,0492 0,0191

En la figura (5) se muestra la amplitud y la fase de la inductan-

cia operacional de Lq(s), valores medidos y estimados.

Figura 5 - Inductancia operacional Lq(s), amplitud e fase, datos medi-

dos y datos estimados, método de L-M

De esta figura se concluye que los errores debido al método

numérico son aceptables. Por lo tanto, se verifica que el pro-

ceso de convergencia del método numérico es eficiente.

Se observa de la tabla (3) que la diferencia entre los parámetros

obtenidos en los ensayos de respuesta en frecuencia y de re-

chazo de carga son considerables.

Igual que el caso anterior, se muestra en la figura (6) la tensión

terminal del generador durante el rechazo de carga de eje arbi-

trario, y considerando dos tendencias.

Figura 6 – Tensión terminal durante el rechazo de carga de eje arbitrario

En la tabla (4), se muestran los parámetros estimados de eje q, a

través del ensayo de respuesta en frecuencia usando el método

de Levy y el método de L-M, y los parámetros determinados del

ensayo de rechazo de carga de eje arbitrario, considerando dos

tendencias.

Tabla 4 – Parámetros estimados en el eje q, considerando diferentes ensa-

yos y tendencias en la tensión terminal del ensayo de rechazo de carga de

eje arbitrario

ParámetrosEje “q”

Métodos

Rechazo de carga-eje q (Tendencia

B1)

Rechazo de carga-eje d (Tendencia

B2)

ERFRR(0,01 a 200Hz)

Lq(H) 0,0549 0,0549 0,0572

T’q(s) 0,0083 0,000298 0,0030

T’q0

(s) 0,0492 0,0180 0,0180

Se observa de las tablas (2) y (4), que las constantes de tiem-

po sub-transitoria varían según la tendencia que se considere,

usando una metodología gráfica.

CONCLUSIONES

En este trabajo se desarrollo un algoritmo de estimación de pa-

rámetros del generador síncrono a partir de los datos del ensa-

yo de respuesta en frecuencia, aplicando el método de Levy y

19



el método de Levenberg-Marquardt. El método de Levy iden-

tifica la estructura del modelo que más se ajusta a los datos

medidos del ensayo obteniendo los parámetros iníciales de

la función de transferencia, para después utilizar el método

iterativo de Levenberg-Marquardt de ajuste de curva, que

aproxime la función de transferencia lineal a la función de

transferencia medida.

Además fueron comparados los resultados del ensayo de res-

puesta en frecuencia con ensayos de cortocircuito y recha-

zo de carga de eje directo y de eje arbitrario. Los resultados

fueron de razonables a buenos para parámetros de régimen

permanente y de régimen transitorio sin embargo, las cons-

tantes de tiempo sub-transitoria presentan valores diferentes

comparados con los resultados de ensayo de corto circuito

brusco y de rechazo de carga.

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Tese de Mestrado, Universidade de Campinas, Brasil.

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on Energy Conversion, Vol. 6, pp. 564-571.

20



ACERCA DE LA AUTORA

María Teresa Mendoza Llerena recibió el grado de Ingeniero

Electricista en la Escuela de Ingeniería Eléctrica por la Uni-

versidad Nacional de San Agustín (UNSA), Perú, en 2003, el

grado de Msc. en el departamento de máquinas eléctricas,

accionamientos y energía por la Universidad Federal de Rio

Grande do Sul (UFRGS), Brasil, en 2006.

El grado de doctor en el departamento de sistemas de control

y energía en la Escuela de Ingeniería Eléctrica y Computación

(FEEC) por la Universidad Estadual de Campinas (UNICAMP),

Brasil, en 2011. Se desempeña actualmente como docente en

el área de medidas eléctricas, instrumentación y máquinas

eléctricas en Tecsup Arequipa. ([email protected]).



21


José Rojas, Xxxxxx


Alberto Ríos, Universidad Europea de Madrid

Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN

Update of Technical Requirements for Connection of Wind Installations to SEIN

Resumen

Este artículo presenta una propuesta de actualización de los

“Requerimientos Técnicos de Conexión de las Instalaciones

Eólicas” incluido como Anexo A del Procedimiento Técnico

Nº21 del Comité de Operación Económica del Sistema (COES):

“Ingreso de Unidades de Generación, Líneas y Subestaciones

de Transmisión en el COES-SINAC”. En el Perú, a finales del año

2012 se conectaran tres parques eólicos al Sistema Eléctrico

Interconectado Nacional (SEIN) lo que exige la revisión y ac-

tualización de los criterios técnicos de conexión de instalacio-

nes eólicas al SEIN, publicados el 15 de enero del 2010 en el

diario oficial “El Peruano”.

Abstract

This article presents a proposal to update the “Technical

Requirements for Connection of Wind Farms” included as

Appendix A in the Technical Procedure No. 21 of the Com-

mittee of Economic Operation System (COES) called “Income

of Generating Units, Lines and Substations transmission into

COES-SINAC “. In Peru in late of 2012 three wind farms will be

connected to the National Electrical Interconnected System

(SEIN) which requires the review and update the technical cri-

teria for connecting wind farms to SEIN published on January

15, 2010 in the official “El Peruano”.

Palabras clave

Parques eólicos, turbinas eólicas, criterios técnicos.

Key words

Wind farms, wind turbines, technical requirements.

INTRODUCCIÓN

El 1 de Mayo del 2008 se aprobó y promulgó por la Presidencia

de la República del Perú el Decreto Ley 1002 “Decreto Legisla-

tivo de Promoción de la Inversión para la Generación de Elec-

tricidad con el Uso de Energías Renovables” que establece las

bases de la promoción de sistemas renovables de generación

eléctrica basados en el aprovechamiento de Recursos Energé-

ticos Renovables (RER) para mejorar la calidad de vida de la po-

blación y proteger el medio ambiente [1].

Por otro lado, mediante Decreto Supremo Nº 050-2008-EM,

se aprobó el “Reglamento de Generación de Electricidad con

Energías Renovables”. Este Reglamento establece que los Siste-

mas Renovables de Generación Eléctrica deberán cumplir los

requerimientos técnicos de operación exigidos en los Procedi-

mientos del COES, [2, 3, 4, 5]. Además, el Reglamento indica que

el OSINERGMIN aprobará los procedimientos técnicos adicio-

nales para la conexión de instalaciones eólicas.

En consecuencia, el 15 de enero del 2010 se publicó en el diario

oficial “El Peruano” la resolución 02-2010-OS/CD en el que se

establece la inclusión de los “Requerimientos Técnicos de Co-

nexión de las Instalaciones Eólicas a SEIN” como Anexo A en el

Procedimiento Técnico Nº21 del COES: “Ingreso de Unidades de

Generación, Líneas y Subestaciones de Transmisión en el COES-

SINAC”, [6]

22


RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”

El sistema eléctrico nacional que presenta una configuración

fundamentalmente radial y aislada, y por tanto, exige de un

conjunto de rigurosos criterios técnicos de conexión para la

correcta integración de instalaciones eólicas al SEIN. El obje-

tivo de los criterios de conexión es garantizar la participación

del parque eólico en la operación y control del sistema eléc-

trico.

Entre los criterios técnicos de conexión de las instalaciones

eólicas destacan: el control de potencia activa y reactiva, el

control de potencia activa/frecuencia y de potencia reactiva/

tensión, la calidad de la energía eléctrica, los sistemas de pro-

tección de las instalaciones eólicas, los sistemas de comuni-

cación y control externo así como la respuesta transitoria de

las instalaciones eólicas ante la aparición de contingencias

severas (cortocircuitos bifásicos y trifásicos).

FUNDAMENTOS

En los siguientes apartados se describen las propuestas de

actualización de los criterios técnicos de conexión de las

instalaciones eólicas, establecidos en el Anexo A del Proce-

dimiento Técnico Nº 21 y que serán de cumplimiento obli-

gatorio para todas las instalaciones eólicas que se conecten

al SEIN.

CONTROL DE POTENCIA ACTIVA

Las instalaciones eólicas deberán tener capacidad de contro-

lar la potencia activa total producida en el punto de conexión

al SEIN. En función de la operación del sistema, y a solicitud

del COES, las instalaciones eólicas deberán ajustar la potencia

activa total producida a un valor de referencia exigido. Dicho

valor de referencia es el resultante del Despacho Económico

(programa diario o su reprogramación), que consigna las esti-

maciones de producción de parte de las instalaciones eólicas,

conforme a los Procedimientos Técnicos del COES.

El COES podrá establecer un valor distinto al resultante del

Despacho Económico, exclusivamente por razones de seguri-

dad debidamente justificadas. Por tanto, las instalaciones eó-

licas deberán disponer de los dispositivos de control necesa-

rios para responder a las solicitudes de ajuste de la potencia

activa total producida en todo el rango de potencias posibles

en función de la disponibilidad de la velocidad del viento.

Las instalaciones eólicas deberán tener la capacidad de limi-

tar el valor de las rampas de subida o bajada (no relaciona-

da con la disminución de la fuente de energía primaria) de

la potencia activa total producida. Dichas limitaciones a las

rampas deberán ser establecidas por el COES. Además, las

instalaciones eólicas deberán disponer de sistemas de control

que realicen un arranque y desconexión progresiva de las tur-

binas eólicas.

Adicionalmente, las instalaciones eólicas deberán disponer

de sistemas de medición y registro con capacidad de enviar al

COES las medidas correspondientes a las diferencias entre la

potencia activa total producible, de acuerdo a la velocidad del

viento disponible, y la potencia activa total producida, así como

las diferencias entre la potencia activa total producida y el valor

de referencia exigido de la potencia activa total establecido por

el COES.

El COES por motivos de seguridad y fiabilidad del sistema, se re-

serva el derecho de modificar los valores de control de potencia

activa especificados en el numeral 5 del Anexo A. Las instala-

ciones eólicas deberán ser informadas de las modificaciones de

los valores de referencia de control de potencia activa total pro-

ducida y de las rampas de subida/bajada con suficiente antela-

ción, al menos de 24 horas, para que puedan implementarlas en

sus correspondientes sistemas de control. Las modificaciones

de control de potencia solicitadas por el COES deberán ajustar-

se a las características técnicas de las turbinas eólicas.

Las exigencias de control de la potencia activa total producida

dentro de los rangos especificados son aplicables a valores de

frecuencia que oscilen entre 59,4 y 60,6 Hz. Para valores de fre-

cuencia diferentes a los anteriormente mencionados se deberá

cumplir lo establecido en el artículo 7 del Anexo A.

Los requisitos de control de potencia activa tanto en régimen

permanente como en condiciones de funcionamiento en emer-

gencia se especifican en los siguientes sub-apartados.

Ajuste de la Potencia Activa

Las instalaciones eólicas deberán tener la capacidad de ajus-

tar la potencia activa total producida al valor de referencia de

potencia activa total exigido, establecido por el COES, en un

tiempo máximo de 1 minuto, no obstante y siempre que esta

velocidad de respuesta afecte a la estabilidad del sistema, se

permitirá un retraso en tiempo con respecto al valor propuesto

que será definido por el COES.

El desvío máximo del valor de referencia de la potencia acti-

va exigido, establecido por el COES no deberá superar un ±5%

de la potencia total nominal registrada de la instalación eólica.

La instalación eólica deberá garantizar la exigencia de ajuste a

un valor de referencia determinado de la potencia activa total

producida para valores de potencia activa que oscilen entre el

20-100% de la potencia activa total nominal registrada de la

23



instalación eólica, siempre en función de la disponibilidad de

la velocidad del viento.

Si el control individual de las turbinas eólicas no es suficien-

te para ajustar la potencia activa total producida al valor de

referencia exigido entonces se procederá a la desconexión

controlada de las turbinas.

Control de Rampas de Potencia Activa

La instalación eólica deberá garantizar una capacidad de re-

ducción de la potencia activa total producida hasta un valor

inferior igual al 20% de la potencia activa total nominal re-

gistrada, limitada a una rampa de reducción ajustable en un

rango entre el 10-100% de la potencia activa total nominal

registrada por minuto.

Asimismo, la instalación eólica deberá garantizar una capa-

cidad de aumento de la potencia activa total producida limi-

tada a una rampa de aumento menor o igual al 10% de la

potencia activa total nominal registrada por minuto.

Control de Arranque y Desconexión

Las instalaciones eólicas deberán garantizar que las turbinas

no arranquen más de una vez en un periodo de tiempo máxi-

mo de 10 minutos. Además, deberán garantizar una rampa

máxima de arranque inferior al 10% de la potencia activa to-

tal nominal registrada por minuto.

Las instalaciones eólicas deberán garantizar que en régimen

de funcionamiento estable a velocidades superiores a 25 m/

seg, no se desconecten simultáneamente todas las turbinas.

La desconexión total de la instalación eólica se deberá co-

ordinar escalonadamente, de tal forma que se realice en un

periodo de tiempo no inferior a un minuto.

Control de Potencia Activa en Condiciones de Emergen-

cia

En condiciones de emergencia, el COES puede exigir una re-

ducción rápida de la potencia activa total producida. La insta-

lación eólica deberá garantizar la capacidad de control indi-

vidual de las turbinas que permita reducir la potencia activa

total producida desde un valor del 100% hasta un intervalo

de potencia entre el 10% y el 0% en un tiempo máximo de 3

segundos después de recibida la orden de reducción desde

el COES.

CONTROL DE POTENCIA REACTIVA

Las instalaciones eólicas deberán tener capacidad de contro-

lar la potencia reactiva inyectada o consumida en el punto de

conexión al SEIN, de acuerdo a los requerimientos técnicos es-

tablecidos en el Anexo A. El COES deberá establecer las necesi-

dades de absorción/inyección de potencia reactiva en función

del Programa Diario de Operación o su reprogramación.

La generación y consumo de potencia reactiva de la instalación

eólica estará sujeta a las consignas del COES. En función de la

operación del sistema, y a solicitud del COES, las instalaciones

eólicas deberán ajustar la potencia reactiva generada o consu-

mida a los valores exigidos dentro de los rangos especificados.

En relación a lo anteriormente indicado, la instalación eólica

deberá disponer de los dispositivos de control necesarios para

responder a las solicitudes de ajuste de la potencia reactiva en

un tiempo máximo de 30 segundos, en cualquier nivel de ge-

neración de potencia activa, no obstante y siempre que esta

velocidad de respuesta afecte a la estabilidad del sistema, se

permitirá un retraso en tiempo con respecto al valor propuesto

a definir por el COES. El desvío máximo sobre la potencia reac-

tiva de referencia establecida no deberá superar un ± 1% de la

potencia activa total nominal registrada de la instalación eólica.

El cumplimiento de las exigencias de potencia reactiva es res-

ponsabilidad exclusiva del titular de la instalación tanto cuando

la instalación eólica inyecta potencia activa como cuando no

genera potencia activa.

Si para cumplir con las exigencias de generación/absorción de

potencia reactiva, establecidas por el COES, es necesaria la ins-

talación de sistemas de regulación de potencia reactiva adicio-

nales, estos sistemas pueden ser estáticos o dinámicos. Asimis-

mo, no se permiten escalones de potencia reactiva superiores

al 2,5% de la de la potencia activa total nominal registrada de

la instalación eólica.

Los requisitos de generación o absorción de potencia reactiva

tanto en régimen normal de funcionamiento como en condi-

ciones anormales se especifican en los siguientes sub-aparta-

dos.

Potencia Reactiva en Régimen Permanente

En régimen permanente, las instalaciones eólicas deberán equi-

parse con sistemas de control de potencia reactiva que permi-

tan ajustar el factor de potencia en el punto de conexión al SEIN.

Las instalaciones eólicas deben tener capacidad para garanti-

zar los valores máximos de factor de potencia mostrados en la

figura 1 a diferentes niveles de generación de potencia activa. El

24



factor de potencia de 0,95 capacitivo (en adelanto) y de 0,95

inductivo (en retraso) deberá mantenerse para los niveles

de generación de potencia activa que varían entre el 20% y

100% de la potencia total nominal registrada de la instalación

eólica. Para valores de potencia activa total producida inferio-

res al 10% de la potencia activa total nominal, la instalación

eólica podría operar dentro del área sombreada de la figura 1.

Se entiende que cuando la potencia activa total producida

está por debajo del 10%, la instalación eólica puede traba-

jar con factor de potencia unidad. No obstante el COES po-

dría solicitar operar a la instalación eólica dentro del rango

de valores del factor de potencia, especificado por el área

sombreada, siempre que no se superen los límites de tensión

admisibles en el lado de baja tensión de las turbinas eólicas

o que el titular de la instalación eólica justifique la imposibi-

lidad técnica de cumplir con las exigencias especificadas. Por

otro lado, la generación/consumo de potencia reactiva con

potencia activa nula, sólo se podrá realizar a nivel de subesta-

ción transformadora.

La solicitud de control de la potencia reactiva, en régimen

permanente, en el punto de conexión al SEIN, establecida por

el COES, puede transmitirse en el Programa Diario de Opera-

ción o su reprogramación en el que se indique las consignas

de referencia de la potencia reactiva en diferentes periodos

del día así como la duración de los mismos o como lo prevea

el Procedimiento Técnico COES de Programación de la Ope-

ración de Corto Plazo.

Figura 1: Rango de operación del factor de potencia de la instalación

eólica en régimen permanente.

La exigencia de mantener la potencia reactiva de la instala-

ción eólica dentro de los rangos establecidos, es aplicable a

valores de tensión en el punto de conexión al SEIN que osci-

len entre 0,95 y 1,05 p.u.

Potencia Reactiva en Condiciones Anormales

En estado de emergencia, la tensión en el punto de conexión

al SEIN puede superar el rango inferior de 0,95 o superior de

1,05 p.u.

En condiciones de estado de emergencia, las instalaciones

eólicas deberán mantenerse conectadas para un valor máxi-

mo admisible de sobretensión de 1,1 p.u. y un valor máximo

admisible de subtensión de 0,9 p.u.

Para valores de tensión superiores a 1,1 p.u. e inferiores a 0,9

p.u. las instalaciones eólicas deberán desconectarse por medio

de un sistema de protección, bajo responsabilidad del titular

de la instalación eólica, cuyos valores de retardo deberán ser

establecidos por el COES.

En estado de emergencia, la instalación eólica deberá ser capaz

de maximizar el factor de potencia capacitivo (en adelanto) e

inductivo (en retraso) en el punto de conexión al SEIN.

En la figura 2, el área sombreada en rojo y azul, muestra el rango

de operación del factor de potencia en estado de emergencia

y en régimen permanente, respectivamente, que deberá garan-

tizar la instalación eólica en el punto de conexión al SEIN para

una potencia activa superior al 20% de la potencia activa total

nominal registrada. Estas condiciones son aplicables para valo-

res de frecuencia que oscilen entre 50,4 y 60,6 Hz.

Figura 2: Rango de operación del factor de potencia de la instalación

eólica en estado de emergencia.

CONTROL DE POTENCIA ACTIVA/FRECUENCIA

Las instalaciones eólicas operan a una frecuencia nominal igual

a 60 Hz. No obstante, se les permitirá operar en un rango entre

los 57,0 Hz y 62,0 Hz, con los siguientes tiempos máximos de

operación:

• Entre59,4Hzy60,6Hz,deberáoperardeformacontinua,

sin que se vea afectada la potencia activa total producida.

• Entre59,4Hzy58,4Hz,yentre60,6Hzy61,6Hz,deberá

mantenerse conectada un tiempo no superior a 60 minu-

tos ni inferior a 30 minutos.

25



• Entre58,4Hzy57,8Hz,yentre61,6Hzy62,0Hz,deberá

mantenerse conectada un tiempo no superior a 30 se-

gundos.

• Entre 57,8 y 57,0 Hz, deberá mantenerse conectada un

tiempo no superior a 10 segundos.

• Si la frecuencia es inferior a 57,0 Hz o superior a 62,0 Hz,

deberá desconectarse en un tiempo no superior a 300 ms.

En la figura 3, se muestra el tiempo máximo de operación

de las instalaciones eólicas en función de las variaciones de

la frecuencia del sistema y de la tensión en el punto de co-

nexión, según lo establecido anteriormente. Se observa que

para el intervalo de frecuencia entre 58,4 y 59,4 Hz y una

tensión en el punto de conexión inferior a 95% o superior a

105% a la tensión nominal, la desconexión de la instalación

se iniciará en un tiempo no inferior a 3 minutos.

El proceso de desconexión de la instalación eólica consistirá

en la reducción de la potencia activa total producida en esca-

lones de 25%Pnom. Así en 1,5 segundos se deberá reducir la

potencia activa total producida hasta un 75%Pnom; hasta un

50%Pnom en 2 segundos; hasta un 25%Pnom en 2,5 segun-

dos, La desconexión de la instalación eólica se deberá realizar

en 3 segundos.

Figura 3: Tiempo máxima de operación de la instalación eólica ante

variaciones de frecuencia y tensión.

La instalación eólica deberá permanecer conectada ante va-

riaciones de frecuencia de hasta ±2 Hz por segundo, referida

a la frecuencia nominal. No se permitirá la conexión de insta-

laciones eólicas mientras la frecuencia sea superior a 60,6 Hz.

El titular de la instalación eólica deberá adoptar las medidas

de diseño y/o control necesarias para que ante aumentos y

reducciones de la frecuencia en los rangos anteriormente de-

finidos. La instalación eólica deberá operar con los tiempos

máximos especificados e iniciar el proceso de desconexión

sin sufrir daños.

Asimismo, la instalación eólica deberá disponer de los sistemas

de control necesarios para producir aumentos (siempre que la

velocidad del viento lo permita, por ejemplo, incremento de la

velocidad del viento que coincide con reducción de la frecuen-

cia) o reducciones de la potencia activa total producida propor-

cionales al desvío de la frecuencia.

En la figura 4, se muestra que para una frecuencia superior a

60,6 Hz, deberá ser capaz de reducir linealmente la potencia

activa total producida hasta alcanzar un valor igual al 80% y al

40% de la potencia activa total nominal registrada a una fre-

cuencia de 61,6 Hz y 62,0 Hz, respectivamente.

Figura 4: Control de la potencia activa total producida por la instalación

eólica ante variaciones de frecuencia.

Si durante el proceso de reducción de la potencia activa total

producida, ocurre una reducción de la frecuencia, la instalación

eólica deberá ser capaz de incrementar la potencia activa total

producida con una rampa de aumento menor o igual al 10% de

la potencia activa total nominal registrada por minuto, siempre

en función de la disponibilidad de la velocidad del viento y de

la variación de la reducción de la frecuencia.

En la figura 4, se muestra que para una reducción de frecuencia

entre 59,4 Hz y 57,0 Hz, la instalación eólica deberá ser capaz

incrementar linealmente la potencia activa total producida en-

tre un valor del 95% al 100% de la potencia activa total nominal

registrada, siempre en función de la disponibilidad de la veloci-

dad del viento y de la variación del incremento de la frecuencia.

En situaciones excepcionales, y a solicitud del COES, las insta-

laciones eólicas deberán ser capaces de operar de forma in-

tencionada por debajo de su potencia activa total producible

y disponer de reserva secundaria en caso de reducción de la

frecuencia.

La instalación eólica deberá de ser capaz de recibir en tiempo

real del COES consignas de referencia de potencia activa en re-

serva a subir ó a bajar y reenviar al COES las medidas de reser-

vas reales disponibles en cada solicitud.

26



El COES puede modificar las rampas de aumento/reducción

de la potencia activa total producida, en función de la evo-

lución de las necesidades de operación y control del sistema

eléctrico ante una alta penetración de energía eólica o en si-

tuaciones de condiciones de emergencia.

Las consignas de referencia deben ser implementadas por la

instalación eólica en un periodo máximo de 1 minuto des-

pués de recibir la señal apropiada del COES.

CONTROL DE POTENCIA REACTIVA/TENSIÓN

El sistema de control de tensión de la instalación eólica de-

berá permitir el ajuste de la tensión en el punto de conexión

al SEIN en correspondencia al valor de referencia establecido

por el COES. El sistema de control de tensión se apoya en el

sistema de control de potencia reactiva, es decir, en la capa-

cidad del parque de modificar su inyección o consumo de

potencia reactiva, según lo especificado en el Artículo 6° del

Anexo A.

Las instalaciones eólicas deberán mantenerse conectadas

ante variaciones de la tensión en un rango de ± 10% de la

tensión nominal.

Asimismo, deberán disponer de un sistema de control de ten-

sión con una respuesta similar a un regulador automático de

tensión. El sistema de control de la instalación eólica deberá

permitir el ajuste de la tensión a un valor de referencia esta-

blecido por del COES. El sistema de control de tensión deberá

actuar continuamente para regular la tensión ajustando el

valor de la potencia reactiva dentro de los rangos especifica-

dos en el Artículo 6° del Anexo A.

Si para cumplir con las exigencias de control de tensión, esta-

blecidas por el COES, es necesaria la instalación de sistemas

de regulación de potencia reactiva adicionales, estos siste-

mas pueden ser estáticos o dinámicos y formarán parte del

sistema de control de tensión de la instalación eólica.

Control de Tensión en el Punto de Conexión al SEIN

La instalación eólica deberá disponer de los equipos nece-

sarios para realizar un control de la tensión en punto de co-

nexión al SEIN a un valor de referencia de tensión estableci-

do por el COES. El sistema de control de la instalación eólica

debe cumplir con los siguientes requisitos:

• Laimplementacióntécnicadelsistemadecontroldebe

comportarse en su conjunto como un control proporcio-

nal al error (desvío por unidad de la tensión respecto de

la referencia de tensión) de acuerdo al siguiente esquema

de bloques simplificado de control de tensión en régimen

permanente:

Figura 5: Diagrama de bloques orientativo del sistema de control de

tensión de una instalación eólica.

Donde Vc es el valor de referencia de la tensión eficaz, V es la

tensión eficaz en el punto de conexión. La constante K repre-

senta la ganancia proporcional y T representa a la constante de

tiempo. La corriente reactiva en p.u., que se entrega al SEIN en

base a la corriente aparente nominal es Ir, estando esta inten-

sidad, limitada tanto superior como inferiormente, en función

de la tensión V.

• Lacapacidaddeabsorción/inyeccióndepotenciareactiva

de la instalación eólica será proporcional a un intervalo si-

métrico de tensión alrededor de la tensión nominal (± ΔV=

±5%).

• Lacapacidadmínimadeabsorción/inyeccióndepotencia

reactiva deberá mantenerse mientras la instalación eólica

esté acoplada y entregando un valor de potencia activa

superior al 20% de la potencia nominal registrada de la

instalación. Para un valor inferior a esa potencia activa, la

capacidad mínima de absorción e inyección de potencia

reactiva podrá decrecer linealmente hasta el punto de po-

tencia reactiva nula con potencia activa nula.

• Fueradelrangodetensiones1-ΔV≤ V ≤ 1+ΔV el sistema de

control de la instalación eólica mantendrá la acción de

control dentro de los márgenes de inyección/absorción de

potencia reactiva que la producción de potencia activa lo

permita.

• La velocidad de respuesta en potencia reactiva del regu-

lador de tensión de régimen permanente será tal que la

actuación del mismo deberá haberse completado antes

de 30 segundos. No obstante, se permite que la velocidad

de respuesta del sistema de control de tensión en potencia

27



reactiva se realice en función de un porcentaje de la po-

tencia activa, Q=(20%Pnom)/min, siempre que exista pe-

ligro de disparo de protecciones por picos de intensidad

o variaciones rápidas de tensión.

• El error en régimen permanente de la tensión será tal

que la tensión en el punto de conexión a red se man-

tenga dentro de la banda de variación admisible que el

COES establece para la referencia de tensión, mientras el

sistema de control no esté saturado en los límites de in-

yección/absorción de potencia reactiva.

Adicionalmente, la instalación eólica deberá ser capaz de

realizar la función de control a un valor de referencia de la

potencia reactiva o del factor de potencia con la misma ve-

locidad de respuesta que en la función de control a un valor

de referencia de tensión. La función de control concreta será

indicada por el COES en función de las condiciones de ope-

ración del SEIN.

La instalación eólica deberá ajustar la potencia activa total

producida a la potencia activa total programada mientras el

recurso primario lo permita y esté en funcionamiento el siste-

ma de control de régimen permanente, independientemente

de que la función de control sea a un valor de referencia de

tensión, de potencia reactiva o de factor de potencia.

La función de control del valor de referencia de tensión, de

la potencia reactiva o del factor de potencia en el régimen

permanente cederá sus funciones durante los regímenes

transitorios ante severas perturbaciones al equipo regulador

de tensión del régimen transitorio.

Transformadores de Regulación en Carga

La instalación eólica debe disponer de un transformador con

regulación bajo carga que permita adecuar la tensión de la

red de media tensión a la tensión del punto de conexión al

SEIN. El mencionado transformador deberá permitir ajustar

la tensión en el lado de media tensión a un valor de 1,0 p.u.

ante las variaciones de la tensión en el punto de conexión

al SEIN. Sin embargo, el transformador con regulación bajo

carga no puede ajustar las variaciones de tensión que apa-

recen durante una perturbación severa, por lo que después

de la perturbación, la tensión en el lado de media tensión del

transformador puede causar la desconexión generalizada de

las turbinas eólicas.

CONTINUIDAD DE SUMINISTRO ANTE CONTINGENCIAS SEVERAS

En el presente apartado se establecen los requisitos mínimos

que han de cumplir las protecciones de las instalaciones eóli-

cas a efectos de garantizar la continuidad de suministro frente

a huecos de tensión.

Las instalaciones eólicas deberán garantizar que ante a huecos

de tensión se cumpla que:

• Lossistemasdeprotecciónnoladesconectancomocon-

secuencia de la aparición de huecos de tensión en el punto

de conexión asociados a cortocircuitos despejados según

la curva tensión-tiempo indicada en el numeral 9.1 del

Anexo A.

• Losconsumosdepotenciayenergía(activayreactiva)en

el punto de conexión, durante la duración del hueco de

tensión y el período de recuperación posterior al despeje

de una falta equilibrada o desequilibrada, se deberán en-

contrar dentro de los límites establecidos en la tabla 1 y 2,

respectivamente, del numeral 9.3 del Anexo A.

Perfil de Huecos de Tensión

La instalación eólica y todos sus componentes adicionales

deberán ser capaces de soportar, sin desconectarse, cualquier

perturbación severa transitoria en la tensión (en módulo y/o en

ángulo) en el punto de conexión, causados por cortocircuitos o

por cualquier causa de otra naturaleza sin presencia de faltas,

con los perfiles de magnitud y duración del hueco de tensión

de la figura 6.

Por tanto, no se deberá producir la desconexión de la instala-

ción eólica ni en la parte superior a la envolvente dibujada por

la línea roja (continua y discontinua) ni en la parte inferior di-

bujada por la línea verde continua de la figura 6. La línea roja

(continua y discontinua) representa los valores de la tensión de

fase a tierra en p.u. de las fases afectadas por una falla, en caso

de cortocircuitos trifásicos, bifásicos a tierra y monofásicos, para

los cuales la instalación eólica conectada.

Figura 6: Curva de tensión-tiempo admisible por fase en el punto de

conexión al SEIN.

28



Los perfiles y duración del hueco de tensión, establecidos en

la figura 6, están relacionados con la instalación de una po-

tencia eólica inferior al 5% de la potencia de cortocircuito en

el punto de conexión. De la figura 6, se deduce que la instala-

ción eólica deberá soportar en el punto de conexión:

• Cortocircuitos trifásicosconunaprofundidaddehueco

de tensión de 0% y una duración de 150 milisegundos,

línea roja continua de la figura 6.

• Cortocircuitostrifásicosconunaprofundidaddelhueco

de tensión de 20% y una duración de 650 milisegundos,

línea roja discontinua de la figura 6.

• Cortocircuitosbifásicosdeconunaprofundidaddehue-

co de 50% y una duración de 650 milisegundos, línea azul

continua de la figura 6.

Una vez despejada la falta, la tensión en el punto de conexión

se deberá recuperar al 85% de su valor nominal en un tiempo

máximo de 3 segundos desde el inicio de la falta. Si la tensión

se recupera al valor de 85% en el tiempo indicado, pero se

mantiene por debajo del 90% durante un tiempo superior a 3

minutos se iniciará la desconexión de la instalación.

El proceso de desconexión de la instalación eólica consistirá

en la reducción de la potencia activa total producida en esca-

lones de 25%Pnom, de tal forma que se alcance un 75%Pnom

en 1,5 segundos; 50%Pnom en 2 segundos, 25%Pnom en 2,5

segundos, la desconexión de la instalación eólica se deberá

realizar en 3 segundos.

La reconexión de la instalación eólica se realizará cuando la

tensión en el punto de conexión supere el valor de 95% y con

una rampa del 10% de la potencia total nominal registrada

por minuto.

Además, la instalación eólica y todos sus componentes adi-

cionales deberán permanecer conectados ante sobretensio-

nes en una o en todas sus fases cuya tensión eficaz a tierra en

el punto de conexión alcance un 1,15 p.u. durante 250 ms ó

una sobretensión permanente de 1,1 p.u.

La instalación eólica deberá garantizar una recuperación

escalonada de la potencia activa para evitar oscilaciones de

tensión y sobretensiones una vez despejada la falla.

La rampa de recuperación de potencia activa deberá entrar

en acción cuando la tensión en el punto de conexión alcance

el 85% de su valor anterior a la falta y alcanzar en menos de

tres segundos al menos el 90% de la potencia activa total pro-

ducible con un gradiente mínimo del 30% de la potencia activa

total nominal registrada por segundo.

Las instalaciones eólicas deberán equiparse con dispositivos

de protección de tensión por fase cuyas magnitudes de ajuste

se adapten a las exigencias descritas en este numeral.

tEl cumplimiento de las exigencias de continuidad de suminis-

tro ante huecos de tensión es responsabilidad exclusiva del ti-

tular de la instalación. El titular de la instalación deberá adoptar

las medidas de diseño y/o control necesarias para que la misma

cumpla con los criterios técnicos establecidos ante huecos de

tensión.

El cumplimiento del comportamiento exigido durante corto-

circuitos deberá ser evaluado y verificado por laboratorios

acreditados o entidades acreditadas. El COES se reserva el de-

recho de proponer modificaciones en la respuesta transitoria

de la instalación eólica para mantener la continuidad de sumi-

nistro ante huecos de tensión y las instalaciones eólicas debe-

rán adaptarse a esas exigencias.

Durante la duración del hueco de tensión, la instalación eóli-

ca debe garantizar que no se consuma potencia reactiva. Las

excepciones puntuales de consumo de potencia reactiva son

especificadas en el numeral 9.3 del Anexo A.

Inyección de Corriente durante el Hueco de Tensión

La aportación de intensidad reactiva por parte de la instalación

en el punto de conexión, durante el hueco de tensión, se debe-

rá efectuar de tal forma que el punto de funcionamiento sea

ajustado por un sistema de control automático de tensión con

un principio de funcionamiento similar al sistema de control

de tensión de los generadores síncronos convencionales cum-

pliendo los siguientes requisitos:

• Elsistemadecontroldebeiniciarinmediatamentesufun-

cionamiento en el momento en que la tensión eficaz en el

punto de conexión se reduce por debajo del valor de 0,85

p.u., como se especifica en la figura 7, donde se presenta

la curva de intensidad reactiva admisible frente al perfil del

hueco de tensión en valores por unidad, en el punto de co-

nexión.

• En el rango de tensión entre 0,85 p.u y 0,5 p.u., la inyec-

ción de intensidad reactiva se deberá realizar de tal forma

que se localice de la zona gris de la figura 7. La inyección

de intensidad reactiva en el rango de tensión indicado se

efectuará de tal forma que la intensidad reactiva aportada

por la instalación alcance al menos el 90% de la intensidad

29



nominal entre los 50 y 150 milisegundos desde la detec-

ción de la falla o desde el despeje de la falta.

Figura 7: Curva de intensidad reactiva Ir – tensión en el punto de

conexión al SEIN.

• Enelrangodetensiónentre0,85p.uy0,5p.u.,lainyec-

ción de intensidad reactiva se deberá aproximar a una

pendiente de inyección de intensidad reactiva/tensión

predeterminada, línea verde de la figura 7. Para el hueco

de tensión definido se establece una pendiente de in-

yección de intensidad igual a 2%Ireactiva por 1%Vnom.

• Parauncortocircuitotrifásicocontensióninferioral20%,

en el periodo correspondiente a esa profundidad de

hueco, se permite que la inyección de intensidad aparen-

te sea igual a cero, línea roja punteada de la figura 7.

• Durante losprimeros150milisegundos inmediatamen-

te posteriores al despeje de la falta, el consumo neto de

intensidad reactiva de la instalación, en cada ciclo, no

deberá ser superior a 1,5 veces la intensidad correspon-

diente a su potencia nominal registrada.

• La maximización de intensidad reactiva deberá conti-

nuar al menos hasta que la recuperación de la tensión

alcance niveles de operación en régimen normal.

• Paralosvaloresdetensionesenelrango0,9≤ V ≤ 1,0 p.u.

la corriente reactiva inyectada/absorbida Ir responderá a

lo establecido en el control de potencia reactiva, relacio-

nado con la operación en régimen permanente.

Consumos de Potencia/Energía Activa y Reactiva

En relación a los consumos puntuales de energía y potencia

(activa y reactiva) durante el hueco de tensión y el período

inmediatamente posterior al despeje de la falta, se definen tres

zonas claramente diferenciadas.

La zona A correspondería a los primeros 150 ms después del

inicio del hueco de tensión, la zona B se define como el perio-

do desde los 150 ms hasta los 650 ms de duración del hueco

mientras que la zona C corresponde a los 150 ms inmediata-

mente posteriores al despeje de la falla. En la figura 8, se mues-

tra de forma esquemática las zonas diferenciadas de un hueco

de tensión y los límites establecidos de consumos de energía

y potencia (activa y reactiva) e intensidad reactiva de una ins-

talación eólica ante un hueco bifásico y trifásico. En el caso del

cortocircuito trifásico con una duración del hueco de tensión

de 150 ms, no existe zona B.

La instalación eólica no podrá consumir potencia activa ni po-

tencia reactiva durante el periodo de duración del hueco de

tensión y el periodo de recuperación de tensión hasta un valor

de 0,85 p.u.

No obstante lo indicado en el párrafo anterior se admiten con-

sumos puntuales de potencia activa y reactiva durante los 150

ms inmediatamente posteriores al inicio del hueco de tensión

y los 150 ms inmediatamente posteriores al despeje de la falla.

Los consumos puntuales de potencia activa y reactiva son di-

ferentes en el caso de cortocircuitos trifásicos o bifásicos. Los

consumos puntuales de potencia/energía (activa y reactiva)

tanto para cortocircuitos trifásicos y bifásicos se definen en los

numerales 9.3.1 y 9.3.2, respectivamente del Anexo A.

Figura 8: Zonas diferenciadas del hueco de tensión para los límites de

consumo de energía/potencia activa y reactiva.

El estudio de la respuesta transitoria de un parque eólico de

velocidad variable consiste en realizar los siguientes estudios:

• FaltasEquilibradas

Se admiten consumos puntuales de potencia reactiva du-

rante los 150 ms inmediatamente posteriores al inicio de la

30



falla y los 150 ms inmediatamente posteriores al despeje

de la misma.

Los consumos de energía y potencia (activa y reactiva) ad-

misibles para una instalación eólica durante un corto-

circuito equilibrado se presentan de forma esquemática

en la tabla 1.

• FaltasDesequilibradas

Al igual que en el caso de las faltas equilibradas, se admi-

ten consumos puntuales de potencia reactiva durante los

150 ms inmediatamente posteriores al inicio de la falta y

los 150 ms inmediatamente posteriores al despeje de la

misma.

Tabla 1: Consumo de energía y potencia (activa y reactiva) ante una

falta equilibrada.

Los consumos de energía y potencia (activa y reactiva) admi

sibles para una instalación eólica durante un cortocircuito

desequilibrado se presentan de forma esquemática en la ta-

bla 2.

Tabla 2: Consumo de energía y potencia (activa y reactiva) ante una

falta desequilibrada.

Sistema de Registro de Contingencias

La instalación eólica deberá contar con sistemas de registro de

contingencias. Estos dispositivos deben tener la capacidad de

almacenar en memoria la información más relevante de una

falta con suficiente velocidad de respuesta, por lo que debe

contar con la función de medición sincronizada de fasores. Los

lugares idóneos para la instalación de estos dispositivos de

medición son el transformador de potencia de la subestación

transformadora y la línea de transmisión de evacuación de la

instalación eólica.

CONCLUSIONES

En el presente artículo, se presenta de manera resumida los

criterios técnicos de conexión de las instalaciones eólicas al sis-

tema eléctrico peruano. Los criterios técnicos propuestos prio-

rizan la seguridad del sistema eléctrico dada la configuración

altamente radial y poco mallada del SEIN.

Los criterios técnicos de conexión establecidos para las insta-

laciones eólicas que se construirán en el Perú son obligatorios

y están orientados fundamentalmente a que las turbinas eó-

licas a ser instaladas tengan la capacidad de regular potencia

activa y reactiva y la capacidad de mantener la continuidad de

suministro ante huecos de tensión y a preservar la seguridad

de suministro en el SEIN.

Los parámetros y factores establecidos como requerimientos

técnicos corresponden a valores que recogen la experiencia

internacional comparada y actualizada; asimismo, dichos pará-

metros y factores podrían ser revisados una vez que se tenga

experiencia en la operación de las instalaciones eólicas en el

País.

REFERENCIAS

[1] DecretoLegislativoNº1002:Promociónde la Inversión

para la Generación de Electricidad con el Uso de Energías

Renovables, mayo 2008.

[2] DecretoSupremoNº050-2008-EM:ReglamentodelaGe-

neración de Electricidad con Energías Renovables, octu-

bre 2008.

[3] DecretoSupremoNº027-2008-EM:ReglamentodelCo-

mité de Operación Económica del Sistema, mayo 2008.

[4] LeyNº28832,LeyparaAsegurarelDesarrolloEficientede

la Generación Eléctrica, julio 2006.

31



[5] Resolución de Consejo Directivo Nº 049-99-EM/DGE:

Norma Técnica para la Coordinación de la Operación

en Tiempo Real de los Sistemas Interconectados.

[6] Resolución Directoral Nº 002-2010-OS/CD del 15 de

Enero de 2010. “Modificación del Procedimiento Téc-

nico del COES Nº 21 ‘Ingreso de Unidades de Gene-

ración, Líneas y Subestaciones de Transmisión en el

COES-SINAC’ y Anexo A: ‘Requerimientos Técnicos de

Conexión de las Instalaciones Eólicas al SEIN’”.

ACERCA DEL AUTOR

Alberto Ríos Villacorta. Ingeniero Eléctrico en la especialidad

de Sistemas y Redes Eléctricas por el Instituto Politécnico de

Bielorrusia en el año 1993. Máster en Energías Renovables

por la Universidad Europea de Madrid en el año 2004. Doctor

Ingeniero Industrial por la Universidad Carlos III de Madrid en

el año 2007. Director Técnico de Energy to Quality, Laborato-

rio de Ensayos de Turbinas Eólicas y Simulaciones de Parques

Eólicos, entre 2005 y 2006. Director del Máster Oficial en Ener-

gías Renovables de la Universidad Europea de Madrid entre

2007 y 2011. Sus áreas de interés son el modelado dinámico

de sistemas de generación eléctrica y los estudios de integra-

ción de sistemas renovables.



33


José Rojas, Xxxxxx


Mario Surco, Tecsup

Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales

Attack Mitigation “Man in the Middle” in Local Networks

Resumen

En este artículo se analiza el ataque y mitigación de un méto-

do de hackeo conocido como “Hombre en el medio”.Este tipo

de ataque es común en las redes informáticas de área local

(LAN), puede ser desencadenado tanto por personal interno

o externo de una organización, de forma accidental o inten-

cional. El hacker puede conseguir con este tipo de ataque

redireccionar todo el trafico del cliente al atacante, logrando

así obtener información confidencial o modificar las comuni-

caciones que realiza el cliente.

En la parte final se describe algunos métodos para prevenir

este tipo de ataques, desde el punto de vista de la gestión de

la seguridad o también a través de equipamiento.

Abstract

This paper analyzes the attack and mitigation of a hacking

method named “Man in the middle”. This type of attack is com-

mon in local area networks, it can be triggered by internal or

external people of a organization, accidentally or intentional.

The hacker can be achieved with this type of attack redirect

all the traffic from the client to the attacker, thus achieving

obtain confidential information or modify communications

that make the client.

At the end of the paper is describing some methods to pre-

vent this type of attack under security management and

equipment perpespective.

Palabras clave

Seguridad, LAN, ARP, CISCO, Spoofing, Switch, Ataque Hombre

en el Medio

Key words

Security, LAN, ARP, CISCO, Spoofing, Switch, Man in the Middle

INTRODUCCIÓN

La seguridad informática es un tema de vital importancia para

las empresas de cualquier sector, por ello, éstas invierten en

software y hardware para asegurar que la información que en-

tra y sale de una red corporativa este a buen recaudo.

La solución a este problema, es trabajar con los usuarios finales

y con los dispositivos de comunicación de la red interna.

En este trabajo se revisa brevemente la norma peruana NTP-

ISO/IEC 17799:2007 que establece la metodología para la se-

guridad física y la organización que se debe de realizar en la

institución para asegurar la red interna. También se analizará el

método de ataque “Hombre en el Medio” (Man-In-The-Middle)

de tipo ARP Spoofing y se explicará cómo contrarrestarlo utili-

zando dispositivos de comunicación.

FUNDAMENTOS

En la actualidad las empresas necesitan estar conectadas a

Internet para poder publicar y consumir servicios de la Web,

34


SURCO, Mario. Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales

normalmente nos preocupamos de asegurar el acceso desde

la red pública hacia los servicios y usuarios de la red interna

pero dejamos de lado la seguridad y protección dentro de la

misma.

¿Qué puede ocurrir en la red interna?

La red interna es el punto más susceptible en las empresas,

ya que no se puede determinar el comportamiento del usua-

rio. El usuario final puede reaccionar ante diferentes emocio-

nes pudiendo comprometer la seguridad de la red; algunas

catalogaciones utilizadas en la red para denominar a estos

usuarios son:

• ElusuarioLammer,

Son usuarios con pocos conocimientos de informática,

que podrían hackear a otros usuarios al probar cualquier

software descargado de internet.

• ElusuarioSCRIPTKIDDIE

Son simples usuarios de la red, sin conocimientos de

hack o crack pero con afición a estos temas; se dedican a

recopilar información de la red y buscar programas que

luego los ejecutan, infectando en muchos casos con virus

a los equipos.

• Elusuariocomún(losmásdifícilesdecontrolar)

Muchos usuarios de forma ingenua saturan el ancho de

banda de la red interna y el acceso a internet, esto lo con-

siguen al escuchar música y reproducir videos musica-

les desde sitios Web, descargando software innecesario,

estando interconectado con otros usuarios de la misma

empresa a través de software de mensajería instantánea,

al tener presencia activa en las redes sociales, reenviando

cadenas de correo electrónico, etc.

• Elusuariohacker

Experto en redes y seguridad que accede a sistemas a los

que no tiene autorización, sin ánimo de causar daño, ge-

neralmente para aprender más y superarse a sí mismo.

Están orientados a la seguridad informática, programa-

ción y diseño de sistemas.

• Elusuariocracker

Este es un usuario con conocimientos avanzados de in-

formática, que mediante ingeniería inversa realiza seriales,

keygens y cracks; los cuales sirven para modificar el com-

portamiento o ampliar la funcionalidad del software o

hardware original. Otro grupo de ellos, se dedica a violar

la seguridad en sistemas informáticos de forma similar a

como lo haría un hacker; con la diferencia que el cracker lo

realiza con fines de beneficio personal o para hacer daño.

Una forma de controlar a estos usuarios es monitoreando

y restringiendo sus acciones, o también concientizando al

usuario de las consecuencias de sus acciones.

¿Qué problemas podrían causar los diferentes tipos de usuarios?

La gran parte de los problemas son ocasionados al área de sis-

tema y a los usuarios en general, entre los problemas más usua-

les podemos encontrar:

• Consumoinnecesariodelosrecursosdeláreadesistemas

• Comprometen la seguridad de la información de la empresa

• Consumoinnecesariodelanchodebandadelared

• Saturacióndelosserviciosderedenlaempresa

¿Cómo se puede asegurar la red inter-na?

La respuesta es simple, concientizando al usuario y con inver-

sión en equipos de comunicación.

El primer paso para asegurar la red, es comprometer formal-

mente a la gerencia, una alternativa para realizar esta tarea es

siguiendo las recomendaciones de la norma técnica peruana

NTP-ISO/IEC 17799 [2], que indica:

“La gerencia debería establecer de forma clara las líneas de la polí-

tica de actuación y manifestar su apoyo y compromiso a la seguri-

dad de la información, publicando y manteniendo una política de

seguridad en toda la organización”.

Estas políticas, según NTP-ISO/IEC 17799, establecen imple-

mentar un comité de seguridad conformado por el encargado

de sistemas, encargados de las distintas áreas y la gerencia. Este

comité deberá establecer, velar por el cumpliendo y actualizar

las normas según los nuevos requerimientos.

Otro de los puntos que recomienda la norma, es realizar capa-

citaciones periódicas de seguridad informática a los usuarios

35



finales, con el fin de concientizarlos en las buenas prácticas

para desarrollar un trabajo seguro.

Con respecto a la inversión en equipos de comunicación, la

empresa debe de utilizar como base la pirámide tecnológica

(ver figura 1).

Figura 1: Pirámide Tecnológica

Fuente: Elaboración propia

Esta pirámide indica, cuando se logra una robusta base en

la capa de comunicaciones podremos obtener mayor esta-

bilidad en las capas superiores. Por ello, se debe realizar una

mayor inversión en la capa de comunicaciones porque solo

así se podrá estabilizar la red.

Los dispositivos más importantes que trabajan en la red in-

terna son los APs y los switch de capa 2 y 3. Para disponer

los equipos de comunicación, CISCO recomienda utilizar el

modelo ECNM (Enterprise Composite Network Model), es un

modelo jerárquico, que divide la red en áreas física, lógica y

funcional. [3]

¿Cómo atacar a la red interna?

Una de las mayores amenazas de las redes informáticas, es un

equipo intruso haciéndose pasar por un equipo de confianza.

Una vez que el intruso logre ingresar a la red, puede realizar

varias acciones que perjudique a los usuarios y sobre todo a

la empresa. Por ejemplo, puede interceptar y registrar el tra-

fico destinado a los servicios de red o puede esperar a que los

clientes empiecen a enviar información confidencial.

Suplantar un cliente de red tiene consecuencias especial-

mente graves en las redes IP, ya que abre otras posibilidades

de ataque. Una de las técnicas de suplantación de host en

una red IP es a través de ARP Spoofing (Protocolo de Resolu-

ción de Direcciones). ARP Spoofing solo se limita a los seg-

mentos de red de área local.

Cuando un datagrama IP se envía desde un host a otro en

el mismo segmento físico, la dirección IP del host de destino

debe traducirse en una dirección MAC. Esta es la dirección de

hardware de la tarjeta Ethernet que está conectado físicamente

a la red. Para ubicar al host de destino se utiliza el protocolo de

resolución de direcciones (ARP), ver figura 2.

Figura 2: Proceso de consulta ARP


Cuando un host tiene que conocer la dirección Ethernet de otro

host, envía una trama de broadcast, similar a la siguiente.

01:20:14.833350 arp who-has

192.168.50.1 tell 192.168.50.11

Figura 3: Request ARP

Fuente: ebook Network Security Hacks

Dado que este requerimiento es enviado a la dirección broad-

cast, todos los dispositivos Ethernet en el segmento local deben

de recibir la solicitud. La maquina que coincide con la solicitud,

responderá enviado un response ARP, igual a la figura 4:

01:20:14.833421 arp reply 192.168.50.1

is-at 0:0:d1:1f:3f:f1

Figura 4: Response ARP

Fuente: ebook Network Security Hacks

Dado que el request ARP ya contiene la dirección MAC del remi-

tente en el frame Ethernet, el receptor puede enviar su respues-

ta sin hacer una nueva petición ARP y la tabla CAM del Switch

es actualizada automáticamente.

El mayor problema del protocolo ARP es que no implementa

estado, esto significa que no hace un seguimiento de las res-

puestas a las solicitudes que se envían, por lo que acepta las

respuestas sin haber enviado una solicitud.

El atacante podría recibir el tráfico destinado a otro host, en-

viando paquetes response ARP a la dirección IP de la víctima

con la dirección MAC del atacante, como lo muestra la figura 5.

36



La maquina que recibe estos paquetes no puede distinguir-

los de los legítimos response ARP y comenzara a enviar los

paquetes a la dirección MAC del atacante.

Figura 5: Proceso ARP Spoofing


Coordinar

Otro problema de este protocolo, son las tablas ARP que se

generan en los host y el switch, ya que solo utilizan la última

respuesta.

Si el atacante inunda a un host con este tipo de respuestas

ARP, puede consigue sobre escribir las direcciones legítimas,

este tipo de ataque se conoce como ARP Spoofing.

Entre los ataques más peligrosos y difíciles de controlar, están

los generados a través de ARP Spoofing, este tipo de técnica

puede ser utilizada para generar otros ataques como:

• CAMTableOverflow: Los switchs guardan las asociacio-

nes MAC-Puerto e información de VLAN a medida que

las aprenden en una tabla llamada CAM, al saturar esta

tabla el switch envía los paquetes a todos los puertos del

dispositivo; después de concretarse este tipo de ataque,

el Switch se comporta como un HUB para cualquier MAC

que no haya aprendido.

• SwitchPortStealing:El atacante consigue que todas las

tramas dirigidas hacia otro puerto del switch lleguen al

puerto del atacante para luego re-enviarlos hacia su des-

tinatario. De esta forma el atacante puede monitorear el

tráfico que viaja desde el remitente hacia el destinatario.

• Secuestro(Hijacking): El atacante logra redirigir el flujo

de tramas entre dos dispositivos hacia su equipo.

• Denialofservice(DoS):El atacante puede hacer que un

equipo crítico de la red tenga una dirección MAC inexis-

tente.

• ManintheMiddle: El atacante logra que todas las tra-

mas que intercambia las victimas pasen primero por su

equipo.

Metodología

Para esta prueba se implemento la siguiente topología:

Figura 6: Diagrama de red


El diagrama anterior muestra una conexión típica de un usuario

a Internet, la conexión se realiza a través del Switch de capa 3.

La puerta de enlace del usuario esta direccionada a la interfaz

fastethernet del router.

El tipo de ataque a generar es “Hombre en el medio”, este es

uno de los más difíciles de controlar ya que se desarrolla en la

red interna y el único dispositivo de red que se encuentra en

el camino es el Switch de comunicaciones. Para lograr esto se

utilizara la herramienta Arpspoof, el cual se encuentra dentro

del paquete de herramientas Dsniff, corriendo bajo el sistema

operativo Linux.

Al demostrar cómo se realiza un ataque por ética se debe de

enseñar cómo proteger del ataque generado. Este tipo de ata-

que puede ser controlado a través de diferentes métodos, entre

ellos podemos encontrar:

• Configurar la tabla ARP de forma estática en el sistema

operativo. Los sistemas operativos Windows y Linux, so-

porta entradas estáticas en la tabla ARP. El comando utili-

zado para realizar esta tarea es:

arp –s <IP> <MAC>

Esta solución podría ser viable para redes muy pequeñas,

para redes medianas a grandes ya no es factible ya que la

administración se volvería muy compleja y se perdería es-

calabilidad y flexibilidad.

37



• MonitorearlaredatravésdesniffercomoWireShark,esta

solución consume muchos recursos y solo se podría re-

gistrar el ataque realizado.

• Monitoreoautomáticoenelcliente,existeaplicaciones

que se pueden instalar en clientes tanto Windows o Li-

nux que constantemente verifican los Event y Firewall

logs alertando cualquier cambio de la dirección MAC de

la puerta de enlace. Esta solución requiere usuarios con

conocimientos avanzados.

• Cifrarelcontenidodelacomunicación,estasoluciónes

factible en comunicaciones punto a punto, ejemplo VPN,

consumo de servicios https entre otros.

• FiltrareltraficodepaquetesendispositivosdelaredLAN,

esta solución es la más recomendable por que bloquea-

ría el puerto al primer intento de realizar el ARP Spoofing

En la PC atacante, se habilita la capacidad de reenvío de pa-

quetes, esto se logra con el comando:

#echo 1 >/proc/sys/net/ipv4/ip_forward

Ahora se procede a envenenar la cache ARP de la maquina

Usuario, lo que se busca es que el usuario piense que la IP de

puerta de enlace está relacionada con la MAC de la maquina

del atacante:

#arpspoof -i eth0 -t

192.168.50.140

192.168.50.1

0:c:29:1:a6:bb 0:c:29:c6:dd:8d

0806 42: arp replay 192.168.50.1

is-at 0:c:29:1:a6:bb

0:c:29:1:a6:bb 0:c:29:c6:dd:8d

0806 42: arp replay 192.168.50.1


Figura 7: Envenenamiento ARP realizado al cliente


Hasta el momento solo se ha capturado el trafico que va del

usuario a la puerta de enlace, ahora se debe realizar lo mismo,

pero para el trafico que va de la puerta de enlace al usuario.

#arpspoof -i eth0 -t 192.168.50.1

192.168.50.140

0:c:29:1:a6:bb 0:c:29:70:7d:2d

0806 42: arp replay 192.168.50.1


0:c:29:1:a6:bb 0:c:29:70:7d:2d

0806 42: arp replay 192.168.50.1


Figura 8: Envenenamiento ARP realizado a la puerta de enlace


Ahora el cliente habrá llenado su tabla ARP, se puede observar

en la figura 9, que la puerta de enlace y el atacante tiene la mis-

ma dirección MAC, comparar con la figura 6.

C:\>arp –a

Interfaz: 192.168.50.140 --- 0x2

Dirección IP Dirección física Tipo

192.168.50.1 0:c:29:1:a6:bb dinámico

192.168.50.120 0:c:29:1:a6:bb dinámico

Figura 9: Tabla ARP de PC Usuario


En el cliente se ha instalado el software Wireshark, para realizar

el análisis del tráfico en la red, en la figura 4 se muestra como el

atacante envía constantemente paquetes ARP indicando que la

dirección IP de la puerta de enlace tiene la dirección MAC del

atacante.

Este ataque también afecta al switch, ya que el dispositivo

aprende las direcciones MAC del mismo tráfico ARP que pasa

por sus puertos.

Luego de que se ha logrado colocar al atacante en el medio,

existe una gran variedad de software que puede ser utilizado

para capturar o analizar el tráfico que sale o ingresa del cliente.

En esta prueba se utiliza la aplicación urlsnarf el cual se encuen-

tra dentro de la herramienta Dsniff.

Urlsnarf registra todas las referencias a URL existentes en el

tráfico capturado, con la posibilidad de mostrarlo en pantalla

o guardarlo en forma de archivo de texto. La figura 10 muestra

la salida de la aplicación urlsnarf cuando el cliente ingresa a la

página web de Tecsup por ejemplo.

Figura 10.: Salida de la aplicación urlsnarf


¿Cómo proteger este tipo de ataques?

38



Para tener una red LAN segura de cualquier tipo de ataques,

se recomienda utilizar un diseño jerárquico como el que reco-

mienda CISCO, ver figura 11.

Figura 11: Red LAN Jerárquica


Este diseño utiliza switch-router en la capa de core, switch de

capa 3 en la capa de distribución y switch capa 2 en la capa

de acceso. Como se puede ver la capa de acceso es la que

interacciona con el usuario y la capa de distribución es la que

permite interactuar con las diferentes áreas y por último la

capa de core permite el acceso a la red WAN.

La primera seguridad a aplicar es en los switch de acceso,

donde se configuraría de forma estática las direcciones MAC

de los servidores.

Por último, en la capa de distribución, que utiliza dispositivos

de red LAN de capa 3 como el switch Catalyst 3560, se aplica-

ría inspección de paquetes.

Cisco a partir de la versión del IOS Software Release 12.2(25)

SEB, implementa Dynamic ARP inspection (DAI), esta caracte-

rística ayuda a prevenir ataques maliciosos de tipo ARP Spo-

ofing.

Lo primero que debe de realizar es habilitar DAI en la VLAN

respectiva y crear la lista de acceso con IP y su MAC respecti-

va, la figura 6 muestra la comprobación de esta tarea.

Habilitar DAI en la Vlan1

Switch(config)# ip arp inspection

vlan 1

Se crea la lista de acceso donde se relaciona la IP con su res-

pectiva dirección MAC

Switch(config)# arp access-list

Usuarios

Switch (config-arp-nacl)# per-

mit ip host 192.168.50.1 mac host

000c.2970.7d2d

Switch (config-arp-nacl)# permit

ip host 192.168.50.140 mac host

000c.29c6.dd8d

Se aplica la lista de acceso a la Vlan 1

Switch (config)# ip arp inspection

filter Usuarios vlan 1

Switch# show ip arp inspection vlan 1

Source Mac Validation: Disabled

Destination Mac Validation: Disabled

IP Address Validation: Disabled

Vlan Configuration Operation ACL Match Static ACL

---- ------------- --------- --------- ----------

1 Enabled Active Usuario No

Vlan ACL Logging DHCP Logging

---- ----------- ------------

1 Deny Deny

Figura 12.: Estado del DAI


RESULTADOS

Después de configurar DAI, se puede notar en la figura 11, que

el switch empieza a detectar la sobrecarga de paquetes ARP y

bloquea el respectivo tráfico de paquetes a la vez que puede

notificar al administrador de la red a través de SNMP.

Figura 13.: El switch detecta un sobre flujo ARP


Con esto cualquier tipo de ataques ARP Spoofing queda blo-

queado. DAI también permite mostrar estadísticas del tráfico

cursado.

Figura 14.: Estadística del flujo de paquetes ARP


39



CONCLUSIONES

• Laseguridadenlareddependemuchodelapoyodela

alta gerencia, para la inversión en equipos de comunica-

ción así como en el establecimiento de normativas inter-

nas del uso de los servicios y equipos informáticos.

• La implementación de un diseño jerárquico en la red

interna permite tener varias barreras de seguridad ante

ataques desarrollados en la red LAN

• Elataquedetipo“Man-in-the-middle”esunadelasta-

reas más importantes para el hacker que gano acceso a

la red Interna, es importante estar preparados para pre-

venir este tipo de ataque.

• LosSwitchdeCiscodecapa3implementanvariastécni-

cas para mitigar ataques de tipo ARP.

• Conunabuenabasetecnológicadeequiposdecomuni-

cación, se soportara de forma más eficiente y segura los

servicios que corran en la red.

REFERENCIAS

[1] Lockhard, Andrew. (2006). Network Security Hacks. En:

Hack 62. Detect ARP Spoofing (pp. 130-147). United Sta-

tes of America: O’Reily Media.

[2] Comisión de Reglamentos Técnicos y Comerciales,

(2007). Norma Técnica Peruana, NTP-ISO/IEC 17799,

(EQV. ISO/IEC 17799:2005 Information technology.

Code of practice for information security manage-

ment). Lima: INDECOPI

[3] Diane Tare y Catherine Paquet (2007), Building Scalable

Cisco Internetworks (BSCI) 3ra edition. United States of

America: Cisco Press.

[4] Cisco (2006), Catalyst 3560 Switch Software Configura-

tion Guide. Configuring Dynamic ARP Inspection. Recu-

perado el 15 de Febrero del 2011 de: http://www.cisco.

com/en/US/docs/

switches/lan/catalyst3560/software/release/12.2_20_

se/configuration/guide/swdynarp.html

[5] Dave Hucaby y Steve McQuerry (2002), Cisco Field

Manual: Catalyst Switch Configuration. En: Controlling

Traffic and Switch Access (pp 299 - 327). United States of

America: Cisco Press

[6]2 Kevin Wallace (2008), CCNA Security Official Exam Certifi-

cation Guide. En: Securing Layer 2 Devices (pp 207 - 249).

United States of America: Cisco Press

ACERCA DEL AUTOR

Profesional en Redes y Comunicaciones de Datos Tecsup Are-

quipa, con Estudios de Maestría en “Tecnologías de la Informa-

ción Aplicadas a la Empresa” en la Universidad Politécnica de

Madrid (CEPADE). Se desempeño por 9 años como consultor

en el desarrollo de sistemas para el área de Proyectos de Tecsup,

elaborando proyectos para importantes empresas mineras.

Actualmente es docente del área de redes y comunicación de

datos estando a cargo de los cursos de redes inalámbricas, con-

figuración de PBX hibridas, configuración avanzada de switches

y routers. Posee certificación Microsoft MCTS (NetFramework,

WebApplication), Elastix Certified Engineer (VoIP), Certified

Ethical Hacking y Fluke Airmagnet.


Aceptado para publicación: 03 de mayo de 2012

41


José Rojas, Xxxxxx


Rodrigo Perea, Roseana da Exaltação TrevisanUniversidad Estadual de Campinas

Sao Paulo - Brasil

Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a

través del Ensayo Tekken

Influence of the Heat Input to Evaluate the Craking in the Welded Joint of API X80 Steel

using the Tekken Test

RESUMEN

En el desenvolvimiento de este trabajo se utilizó el ensayo

de auto-restricción TEKKEN para evaluar la influencia del in-

sumo de calor sobre el grado de restricción de este ensayo

y así poder estudiar el fenómeno de agrietamiento en frio

producido en uniones soldadas de aceros de clase API X80.

Para la ejecución de las soldaduras fue utilizado el proceso

con alambre tubular FCAW, utilizando como material base el

acero API X80 y como material de aporte el electrodo E 71T-1.

Las variables de influencia estudiadas fueron: la temperatu-

ra de precalentamiento, el tipo de bisel utilizado y el aporte

de calor. La variación del aporte de calor tuvo como propó-

sito aumentar la tasa de enfriamiento y, consecuentemente

aumentar la restricción del ensayo para poder así inducir el

agrietamiento en frio de las soldaduras. En este trabajo se

concluyó que a pesar del alto contenido de hidrogeno resi-

dual encontrado en las juntas, de la elevada tasa de enfria-

miento y de la presencia de una microestructura susceptible

al agrietamiento, no fue observada la formación de fisuras en

las probetas de soladura. Estos resultados fueron atribuidos

a la inadecuación del ensayo TEKKEN sobre el estudio de la

susceptibilidad al agrietamiento en frio del acero API X80.

ABSTRACT

In the development of this work was used the self-restraint

TEKKEN test with the purpose to evaluate the heat input in-

fluence under grade of restriction to the test and could be

study the cold cracking to produce by joints of API X80 steel.

The Flux Cored Arc Welding (FCAW) process and the cored wire

E71T-1 were used for the accomplishment in the welds of API

X80 steel. The input variables studied were: preheat tempera-

ture, the cored wire type, the groove kind of the test and the

heat input influence. The variation of the heat input was the

purpose increase the cooling rate and the self- restraint of the

test and consequently induced to the cold cracking in the wel-

ded joints. In this work can be concluded that, in the spite of,

high content of residual hydrogen founded, and the high coo-

ling rate, during the welding and the presence of susceptibility

microstructure was not observed the formation of cracks in the

test pieces. These results were attributed to the inadequate TE-

KKEN test over the susceptibility cracking API X80 steel studied.

Palabras clave

Aceros API X80, proceso FCAW, agrietamiento por hidrogeno,

ensayo TEKKEN, Insumo de calor en soldadura

Key Words

API X80 steel, FCAW process, hydrogen cracking, TEKKEN test,

welding, heat input.

INTRODUCCIÓN

La soldadura de tuberías para el transporte de petróleo, gas y

productos derivados nos han llevado a un constante desenvol-

vimiento de nuevos aceros con el propósito de atender los re-

querimientos de fabricación de estructuras con alta resistencia

y bajo peso. Por este motivo, nuevos aceros con mayores valo-

res de tenacidad y resistencia han sido desarrollados. En estos

últimos años los aceros de clase API X120, X80, X70, entre otros

42


PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”

fueron recientemente desarrollados por la industria para su

aplicación en tuberías, gaseoductos, oleoductos y construc-

ciones navales, sometidos a alta presión, donde la economía

en peso es muy importante para este tipo de proyectos. Por

tanto este constante desenvolvimiento de aceros con pro-

piedades mecánicas mejoradas y la necesidad por una mayor

producción han llevado también a diversos productores e in-

vestigadores a buscar nuevas alternativas para la soldadura

de estos aceros. Actualmente la soldadura de tuberías es bas-

tante aplicada en proyectos de gran envergadura, en donde

los procesos más conocidos y utilizados hasta ahora son los

procesos de arco eléctrico con electrodo revestido (SMAW)

o la combinación de este con otros procesos, sin embargo

este proceso SMAW está siendo sustituido últimamente por

el proceso de soldadura con alambre tubular (FCAW), debido

a sus principales características presentes como elevada fle-

xibilidad, alta calidad del metal depositado, y principalmente

su mayor tasa de deposición comparado con otros procesos

semiautomáticos, los cuales han contribuido para la utiliza-

ción de este último proceso.

Recientemente el proceso FCAW comenzó hacer aplicado en

la soldadura de aceros de clase API. El uso de estos alambres

tubulares, en particular los auto protegidos se ha mostrado

bastante ventajosos para la soldadura de tuberías en campo.

Mismo así, una de las dificultades encontradas en este tipo

de proyectos que utilizan aceros API y el proceso FCAW, es

el escaso conocimiento sobre las propiedades que se presen-

tan en la soldadura, tales como propiedades de las uniones

soldadas del material base, zona afectada por el calor y metal

de soldadura.

El agrietamiento inducido por hidrogeno es considerado uno

de los mayores defectos encontrados en la junta de solda-

dura de aceros de alto límite de resistencia. Los principales

factores que contribuyen para la formación de este tipo de

fisuras son: la presencia de hidrogeno en la junta soldada,

una microestructura susceptible y altos niveles de tensión. To-

dos estos factores son influenciados por la variación de la tasa

de enfriamiento que a la vez puede ser modificada alterando el

aporte de calor o la temperatura de precalentamiento.

Existen varios ensayos dedicados a la evaluación del agrieta-

miento inducido por hidrogeno, tanto en el metal de soldadura

(MS) como en la zona afectada por el calor (ZAC). Dentro de es-

tos ensayos existentes, podemos mencionar el ensayo TEKKEN

como uno de los más conocidos y utilizados. Este ensayo de

auto restricción es utilizado para evaluar la susceptibilidad al

agrietamiento inducido por hidrogeno.

Con el desenvolvimiento de nuevos aceros, como el caso de los

aceros API y de nuevos electrodos, la restricción impuesta por

los ensayos auto restrictivos más antiguos como en caso del

TEKKEN pasó a ser cuestionado.

No obstante existe también otros ensayos de restricción utiliza-

dos para evaluar la susceptibilidad del agrietamiento inducido

por hidrogeno denominado G-BOP (Gapped Bead on Plate).

Investigaciones anteriores desarrolladas por el grupo de solda-

dura de la Facultad de Ingeniería Mecánica de

la UNICAMP, mostraron que este ensayo a pesar de ser desen-

vuelto en 1974 (GRANVILLE e MCPARLAN) y optimizado por Sil-

va (2005), mostro ser eficiente para evaluar la susceptibilidad al

agrietamiento de los aceros API X 80.

El principal objetivo de este trabajo fue comparar la influencia

del aporte de calor a través del ensayo TEKKEN y así poder eva-

luar la susceptibilidad al agrietamiento en frio producido por

hidrogeno de los aceros de la clase API X 80. Por tanto fue utili-

zado el proceso con alambre tubular FCAW usado en la condi-

ción undermatched. Las variables de influencia definida fueron:

el aporte de calor de calor impuesto a la junta soldada y el tipo

de bisel utilizado en el ensayo Y-Groove test.

Composición Química (% en peso)

C Si Mn P S Al Cu Nb V

0,04 0,17 1,75 0,019 0,004 0,032 0,01 0,073 0,005

Ti Cr Ni Mo N B Ca Sb Ceq (Pcm)

0,013 0,21 0,02 0,16 0,0035 0,0002 0,0014 0,01 0,16

Propiedades Mecánicas

Límite de Fluencia – LE

(MPa)

Límite de Resistencia – LR

(MPa)

Alargamiento - E

(%)

Dureza

(HB)

561 674 27 206

Tabla 1. Composición química y Propiedades Mecánicas del Acero API X80

43



La presencia o no de las fisuras fue considerada como una

variable de respuesta. Así como también formo parte de los

objetivos una comparación de estos resultados con trabajos

anteriores realizados por el grupo de soldadura de la FEM/

UNICAMP, donde fue evaluada la susceptibilidad al agrie-

tamiento en frio de los aceros API X80 usando el ensayo

GBOP-P.

MATERIALES Y MÉTODOS

Para el desenvolvimiento de este trabajo se utilizó aceros

para gaseoductos API X80 como material base. En la tabla 1

se muestra la composición química, propiedades y porcenta-

je de carbono equivalente encontrados para este acero.

Para el desarrollo y análisis del agrietamiento en frio tanto en

la ZAC como en el metal de soldadura, fue utilizado el alam-

bre tubular E 71T-1. Este electrodo fue seleccionado según la

condición conocida como undermatched, donde la principal

característica de esta técnica es que presenta un menor lími-

te de resistencia que del metal base. Esta condición under-

matched según varios autores es utilizada para la soldadura

de aceros HSLA con el propósito de minimizar la aparición

de fisuras producidas por hidrogeno, reduciendo o hasta

evitando así el uso de la temperatura de precalentamiento,

Loureiro (2002). En la tabla 2 se presenta las principales ca-

racterísticas mecánicas y composición química para el alam-

bre tubular E71T-1.

Los cordones de soldadura realizados para evaluar la influen-

cia del insumo de calor a través del ensayo TEKKEN fueron

realizados en el laboratorio de Soldadura del departamento

de Ingeniera de fabricación de la UNICAMP. Los principales

equipos utilizados fueron: Una fuente de energía multipro-

ceso TEM Digitec 600, un sistema electromecánico BUG-O

SYSTEM modelo

5302, utilizado para el control de la velocidad de soldadura y

la distancia de contacto STICK OUT. También fue utilizada un

sistema de adquisición de datos para el monitoreo del ciclo

térmico, compuesto por una placa A/D y el Sofware Aqdados

7.0 Lynx Technology.

Metodología del Ensayo TEKKEN

Para el análisis de la influencia del insumo de calor se utilizó

el ensayo de auto restricción TEKKEN, bajo las especificaciones

de la norma JIZ 3258. En este ensayo se verifica la ocurrencia

de fisuras producidas por hidrogeno tanto en la zona fundida

(utilizando un bisel en “Y” recto) como en la zona afectada por

el calor (utilizando un bisel en “Y” oblicuo) (JIS 3158, ALCANTA-

RA, 1982).

La fabricación de las probetas se realizó a través de un proceso

de mecanizado convencional, con dimensiones de 200mm mm

de largo, 75 mm de ancho, 14 mm de espesor y formando un

ángulo de 60°. En la figura 1 se pueden observar todas las di-

mensiones de las probetas TEKKEN y también los dos tipos de

biseles utilizados en la realización de los experimentos.

Para la preparación de las probetas de soldadura y su respec-

tiva auto restricción, se utilizó un dispositivo de fijación con

el objetivo de garantizar un correcto alineamiento y poder así

evitar algunas distorsiones o deformaciones que puedan ocu-

rrir. Las soldaduras de restricción fueron depositadas en ambos

lados de la probeta. La Figura 2 muestra un esquema del dispo-

sitivo de fijación y las soldaduras de restricción de las probetas

soldadas.

Después de la soldadura de restricción conforme se mostró

en la Figura 2, se inició la soldadura del cordón del ensayo TE-

KKEN. El proceso utilizado en estos ensayos, fue el proceso de

arco eléctrico con alambre tubular (FCAW).

La ejecución de este ensayo consistió en depositar en la mitad

de la probeta un cordón de soldadura de aproximadamente

80mm de longitud, estos cordones fueron realizados para dos

diferentes insumos de calor utilizados en esta experiencia. Los

parámetros de soldadura serán mostrados en la parte de resul-

tados y discusiones.

Propriedades Mecânicas

AlambreLímite de Fluencia- L

E

(MPa)

Limite de Resistencia-LR

(MPa)

Alargamiento-oε

(%)

Dureza

(HB)

E71T-1 558 607 27 185

Composicion Química (% em peso)

Arame C Si Mn P S Ni Al Cr

E71T-1 0,04 0,59 1,41 0,012 0,006 - - -

Tabla 2. Propiedades Mecánicas y Composición Química E 71T-1, Lincoln Electric.

44



Figura 1. Dimensiones de las probetas TEKKEN, (a) Bisel “Y” recto y

oblicuo; (b) bisel para la soldadura de restricción.

Para el análisis y evaluación de las soldaduras se esperó un

promedio de 48 horas para la aparición de estas fisuras de hi-

drogeno, después de este tiempo se inspecciono y verifico la

presencia de alguna fisura tanto superficiales como transver-

sales. Todas las mediciones realizadas fueron cuantificadas

de acuerdo a las ecuaciones de la norma JIS Z 3158.

Figura 2. Dispositivo de Fijación para la preparación y alineamiento de

las soldaduras de restricción.

RESULTADOS

Resultados del TIH en la junta soldada (2,0kJ/mm)

En esta parte de la investigación serán presentadas las prin-

cipales variables de influencia que dieron sustentación a la

obtención de estos resultados. También será discutida la in-

fluencia de estas variables adoptadas para las dos energías de

soldadura definidas en este trabajo.

En la primera parte de los resultados, fueron optimizados los

parámetros de soladura más adecuados para la correcta apli-

cación de la soldadura empleada en el ensayo TEKKEN. Basa-

dos en la diferencia de diámetros y características peculiares

de cada uno de los electrodos y con el propósito de facilitar

una posterior comparación de las condiciones del experimen-

to, se utilizó como parámetros de control para la soldadura de

los aceros API X80, la misma energía de soldadura y la misma

constante de deposición. La energía de soldadura (Es) fue defi-

nida en 2,0kJ/mm para esta primera parte de los experimentos

y la constante de deposición en Kd = 23.33, fueron variadas las

velocidades de soldadura y de alimentación en 150mm/min e

3,5m/min.

En la tabla 3 se presentan los parámetros de soldadura defi-

nidos para los tipos de alambre tubular, en estos parámetros

fueron variados: la corriente de soldadura, la tensión de arco y

la distancia Stick Out. Estos parámetros fueron utilizados para

la ejecución de los cuerpos de prueba tanto a temperatura am-

biente como precalentados a 100°C.

En los resultados obtenidos para un insumo de calor de 2,0kJ/

mm, fueron adoptadas como variables de influencia: la tempe-

ratura de precalentamiento, el tipo de bisel y, los dos tipos de

alambre tubular; teniendo como variable de respuesta la pre-

sencia y el porcentaje de fisuras en frio.

Después de la realización de los ensayos y análisis de las mues-

tras para todas las condiciones de soldadura, se observó que

en los resultados obtenidos no fueron encontradas fisuras por

hidrogeno tanto en la ZAC como en el metal de soldadura (MS).

Estos resultados fueron los mismos para todas las condiciones

de soldadura utilizada, independientemente del tipo de elec-

trodo utilizado, tipo de bisel y temperatura inicial de las pro-

betas. Estos resultados fueron considerados inesperados consi-

derando que el ensayo TEKKEN es un ensayo de alta restricción

para evaluar el fenómeno de agrietamiento por hidrogeno en

frio.

45



En otros estudios presentados por Silva e Trevisan (2005)

para evaluar la susceptibilidad de los aceros API X80 a través

del ensayo G-BOP, se demostró la presencia de fisuras indu-

cidas por hidrogeno a temperatura ambiente. Estos autores

utilizaron el mismo material base, los mismos tipos de consu-

mibles y condiciones similares de soldadura a las utilizadas

en esta investigación. El porcentaje de fisuras encontradas

por Silva y Trevisan (2005) fue de 65% en el metal de solda-

dura. Por tanto debido a la ausencia de fisuras en nuestros

experimentos, en todas las condiciones ensayadas y, de

acuerdo a la presencia de fisuras encontradas en estudios si-

milares conforme demostrado por Silva y Trevisan (2005), se

decidió evaluar el efecto de cada una de las variables y de los

factores directamente relacionados al fenómeno de agrieta-

miento en frio sobre la variable de respuesta.

El uso de la técnica conocida como undermatched podría

estar influenciando en la ausencia de fisuras en los experi-

mentos realizados. De acuerdo a Loureiro (2002) el uso de

esta técnica undermatched es aplicado para soldaduras de

aceros HSLA con el propósito de minimizar la tendencia de

aparición de fisuras inducidas por hidrogeno. En estudios

realizados por Cooper et. al. (2004), utilizando los mismos

electrodos en la condición undermatched que fueron eva-

luados en este trabajo, no demostraron tener la influencia de

formación y propagación de fisuras por hidrogeno.

Estos autores comprobaron que mismo utilizando la técnica

undermatched, encontraron fisuras en el metal de soldadura,

independientemente del electrodo utilizado, basados en es-

tos experimentos se pudo afirmar que mismo utilizando esta

técnica undermatched, se produjeron fisuras en soldaduras

de aceros HSLA.

Por tanto la ausencia de fisuras en nuestro experimento no

puede ser atribuido al uso de esta técnica.

Otra de las variables de influencia estudiada fue la tempe-

ratura de precalentamiento, que es uno de los principales

métodos empleados para evitar la propagación de las fisuras

inducidas por hidrogeno en las juntas soldadas. El precalen-

tamiento del material de la misma forma que el insumo de

calor, influencian directamente en la tasa de enfriamiento de

la junta de soldadura, reduciendo la formación de las microes-

tructuras susceptibles, aumentando el tiempo de difusión del

hidrogeno y disminuyendo las tensiones residuales causadas

por la soldadura. (Svensson e Linert, 1994, e Adonyi, 2000).

En el análisis del precalentamiento, fueron utilizadas dos tem-

peraturas, la temperatura ambiente de 25°C, y la segunda de

100 °C. Para evaluar el comportamiento de la tasa de enfria-

miento en función de la temperatura de precalentamiento en

el ensayo TEKKEN, se realizó la adquisición de los ciclos térmi-

cos durante el proceso de soldadura. En la figura 3 son presen-

tados los ciclos térmicos de los cordones de soldadura reali-

zados a temperatura ambiente y con un precalentamiento de

100°C, para una energía de soldadura de 2,0 kJ/mm.

Se observó que el codón de soldadura realizado a temperatura

ambiente sufrió un enfriamiento más severo que el cordón de

soldadura realizado a 100°C. Para estos experimentos fue rea-

lizado un análisis del ciclo térmico para temperaturas de 800

y 500°C (ΔT8-5/Δt) y 100°C (ΔT

3-1/Δt), estos resultados tuvieron

como propósito verificar la influencia de tasa de enfriamiento

de estas temperaturas sobre el agrietamiento inducido por hi-

drogeno. Para temperaturas de (ΔT8-5

/Δt), fue de 83°C/s para el

cordón de soldadura ejecutado a temperatura ambiente y de

27 °C/s, cuando fue precalentado. En estos resultados se obser-

vó también que el cordón realizado a temperatura ambiente

sufrió un enfriamiento de 67% mayor que el cordón realizado

a 100°C.

Los resultados encontrados demostraron la influencia de la

temperatura de precalentamiento sobre la tasa de enfriamien-

to impuesta en el cordón de soldadura. La utilización de esta

temperatura disminuyo las posibilidades de formación de fisu-

ras producidas por hidrogeno.

Para temperaturas de 300 °C y 100 °C (ΔT3-1

/Δt), las tasas de en-

friamiento encontradas para los cordones de soldadura ejecu-

tados a temperatura ambiente fue de 4,8 °C/s y 1,2 °C/s, cuando

fueron precalentados. Estos resultados comprobaron una vez

más la fuerte influencia de la temperatura de precalentamiento

del material sobre la tasa de enfriamiento de los cordones de

soldadura.

AlambreI

(A)U

(V)Va

(m/min)Vs

(mm/min)DBCP(mm)

Es(kJ/mm)

E 71T-1 200 25 3,5 150 19 2,0

E 71T8-K6 220 22 3,5 150 25 2,0

Tabla 3. Parámetros de Soldadura para diferentes alambres tubulares.

46



Figura 3. Ciclos térmicos del Acero API X80 soldado con alambre E

71T-1 y aporte de calor de 2,0kJ/mm.

La influencia de la temperatura de precalentamiento sobre la

tasa de enfriamiento también fue estudiada por Silva (2005)

en la evaluación de la susceptibilidad al agrietamiento, a tra-

vés del ensayo G-BOP, utilizando las mimas condiciones de

soldadura y misma temperatura de precalentamiento. Los

valores de la tasa de enfriamiento encontrados por este au-

tor fueron: entre la temperaturas de 800 e 500 °C de 21°C/s

para la temperatura de precalentamiento y de 70°C/s a tem-

peratura ambiente. En comparación con los resultados de

esta investigación, se verifico que la tasa de enfriamiento,

cuando precalentada fue de 22% mayor y a temperatura am-

biente fue de 15%, mayor que los resultados obtenidos por

Silva (2005).

En el análisis de los cordones ejecutados a temperatura am-

biente y la tasa de enfriamiento se mostró elevada en com-

paración a las encontradas en la literatura; mismo teniendo

una elevada tasa de enfriamiento no fueron encontradas fisu-

ras por hidrogeno en la junta de soldadura. Considerando la

ausencia de fisuras para todas las condiciones de soldadura

ensayadas en esta etapa y de acuerdo al análisis del precalen-

tamiento observado en este ítem y en la literatura, el hecho

de no producirse fisuras en las probetas cuando fueron pre-

calentadas a 100°C paso a ser esperado.

Aun en el intento de entender la presencia de fisuras en

nuestros experimentos y considerándose que el contenido

de hidrogeno residual es una de los principales factores que

influencia en la aparición de fisuras en frio, se decidió medir

la cantidad de Hidrogeno residual presente en el metal de

soldadura y en el metal base, con el objetivo de verificar si el

H residual presente en la soldadura era suficiente para que

ocurriera la aparición de fisuras. La tabla 4 presenta los resul-

tados de hidrogeno residual encontrados en los cordones de

soladura ensayados.

Metal base H (ppm)

Acero API X80 1,18

Cordón de soldadura

E 71T-1 / T. ambiente 3,25

E 71T-1/ 100° C 2,56

E71T8-K6 / T. ambiente 2,47

E71T8-K6/ 100°C 2,21

Tabla 4. Resultado de Hidrogeno residual en los cordones de soldadura y

en el acero API X 80

Analizando la tabla 4, el contenido de hidrogeno residual para

el alambre E 71T-1 fue mayor en relación al alambre E 71T8-K6,

independientemente de la temperatura de precalentamiento.

Puede ser observado también que las muestras que fueron

realizadas con la temperatura de precalentamiento, siempre

presentaron un contenido menor de hidrogeno que las mues-

tras soldadas a temperatura ambiente. El uso de la temperatura

de precalentamiento comprobó que la influencia directa sobre

la disminución de la tasa de enfriamiento es consecuentemen-

te en el aumento del tiempo disponible para que el hidrogeno

se difunda en la junta soldada.

Los contenidos de Hidrogeno encontrados en nuestras mues-

tras fueron considerados elevados comparados con los obteni-

dos por Silva (2005). Este autor, en sus experimentos a tempe-

ratura ambiente con el alambre tubular E 71T-1, observo una

ocurrencia de 61,5% de fisuras con una cantidad de hidrogeno

residual de 1,99 ppm y, para el cordón de soldadura con alam-

bre E 71T8-K6, también a temperatura ambiente, se presentó

2,14 ppm de hidrogeno y 70,8% de fisuras en el metal de solda-

dura. En este caso el autor uso el ensayo G-BOP, que también

es un ensayo de auto restricción.

De acuerdo con los resultados de H presentados por Silva

(2005), se comprobó que la cantidad de hidrogeno residual

encontrado en las muestras de la actual investigación (Tabla

4), era lo suficiente para la formación y propagación de fisu-

ras en el cordón de soldadura. Mismo con estos resultados de

H residual no hubo la presencia de fisuras en frio en la unión

soldada.

Resultado del TIH con mayor grado de restricción (1.0 kJ/mm)

Con el objetivo de inducir las fisuras y justificar la ausencia de

estas en los experimentos, se decidió repetir el ensayo TEKKEN

con mayor grado de restricción. Para aumentar el grado de res-

tricción del ensayo se utilizó un insumo de calor menor que

la utilizada anteriormente. El bajo insumo de calor propicio

47



una variación en la velocidad de enfriamiento de la unión,

aumentando así el grado de restricción del ensayo. Para la

realización de la nueva serie de experimentos fue utilizado

un aporte de calor de 1,0 kJ/mm.

El aumento de la velocidad de soldadura se incrementó de

150 mm/min para 330 mm/min, el insumo de calor se dismi-

nuyó de 2 kJ/mm para 1 kJ/mm. Las demás condiciones de

soldadura fueron mantenidas constantes, conforme son pre-

sentadas en la tabla 3. En el gráfico de la figura 4 son presen-

tados los ciclos térmicos impuestos en los cordones para las

dos energías de soldadura utilizadas. En este mismo gráfico

se puede observar la variación del enfriamiento debido a la

variación de la energía de soldadura.

Figura 4. Influencia del insumo de calor sobre la tasa de enfriamiento

para dos energías de soldadura.

En la figura 4 se puede observar la variación de la tasa de en-

friamiento en relación a la disminución del aporte de calor.

Para Es igual a 2.0 kJ/mm se observa un mayor tiempo de

resfriamiento (flecha roja) en comparación con Es de 1 kJ/

mm (flecha azul). El análisis de la tasa de enfriamiento entre

las temperaturas de 300°C y 100°C (ΔT300-100/Δt) para un in-

sumo de calor de 1,0kJ/mm fue de 4.7°C/s y de 2,8 °C/s y para

una Es de 2,0 kJ/mm represento un aumento de la tasa de en-

friamiento de 40%. La mayor tasa de enfriamiento obtenida

con una energía de soldadura de 1,0kJ/mm influencio en las

condiciones restrictivas del ensayo.

Para los ensayos realizados en esta etapa de los experimen-

tos, con un menor aporte de calor, se utilizó el electrodo

que presento mayor contenido de hidrogeno residual en el

cordón de soldadura (E 71T-1). Los ensayos fueron ejecuta-

dos con el objetivo de evaluar el agrietamiento en la unión

soldada, esto es, tanto en el cordón de soldadura como en

la zona afectada por el calor, para tanto fueron ejecutados

ensayos TEKKEN con los dos tipos de biseles. Los cordones de

soldadura depositados con el insumo de calor de 1,0 kJ/mm no

presentaron ningún defecto. La figura 5 muestra el cordón de

soldadura depositado y su morfología con un aporte de calor

de 1,0 kJ/mm.

Después de la ejecución de los ensayos y análisis de las mues-

tras para todas las uniones soldadas con una energía de 1 kJ/

mm, se observó que, en los resultados obtenidos se encontró

solamente la presencia de fisuras transversales en el metal de

soldadura, esto es, la presencia de fisuras sólo fue constatada

cuando fue usado el bisel en “Y” recto. Para la zona afectada

por el calor no fueron encontradas fisuras. En la Fig. 6 puede

observarse una fisura representativa encontrada en el MS para

el electrodo E 71T-1 y una energía de soldadura de 1,0 kJ/mm.

Figura 5. Cordón de soldadura con Es = 1,0kJ/mm y su morfología.

Se puede observar en la figura 6, que la fisura presente en el

metal de soldadura fue localizada en el inicio de la raíz de la

junta soldada y se propaga para el MS. Todas las fisuras encon-

tradas en los ensayos presentaron el mismo comportamiento.

La razón por la cual las fisuras surgieron en el inicio de la raíz

de la unión se debe, probablemente, al mayor nivel de concen-

traciones de tensiones generado en esta región, facilitando así

la formación y propagación de fisuras. Las fisuras encontradas

en los cordones de soldadura fueron cuantificadas de acuerdo

con la metodología del ensayo TEKKEN. Para todos los ensayos

ejecutados con baja energía de soldadura se encontró un por-

centual medio de 6% de fisuras para el metal de soldadura.

Considerando el aumento de restricción de la unión soldada,

como consecuencia de la disminución de la energía de solda-

dura, adoptada en esta etapa de los experimentos y de acuerdo

con el elevado contenido de hidrogeno residual encontrado en

el cordón de soldadura para el electrodo E 71T-1, una mayor

48



presencia de fisuras eran esperadas. Sin embargo, en los re-

sultados obtenidos para estos experimentos, se encontró un

bajo porcentaje de fisuras en el metal de soldadura. No en

tanto, Silva (2005), en la evaluación del agrietamiento por

hidrogeno, a través del ensayo G-BOP, utilizando el mismo

metal base, los mismos electrodos y condiciones de soldadu-

ra similares a las utilizadas en este trabajo, encontró un por-

centaje medio de fisuras de 61.5% para el electrodo E71T-1 y

de 70.8% para el electrodo E 71T8-K6. Este autor encontró un

alto porcentaje de fisuras para un menor contenido de hidro-

geno residual.

De acuerdo a los resultados encontrados en este trabajo en la

evaluación de la susceptibilidad al agrietamiento a través del

ensayo TEKKEN para las dos energía de soldadura utilizadas

(2,0 kJ/mm y 1,0kJ/mm), no fue detectada la presencia de fisu-

ras en la unión soldada. Estos resultados fueron considerados

inesperados pues, en el estudio de los factores relacionados

con la formación de fisuras se encontró un elevado conte-

nido de hidrogeno residual y una alta tasa de enfriamiento

de los cordones de soldadura. Por lo tanto, de acuerdo a los

resultados obtenidos en este trabajo y, en comparación con

los estudios realizados por Silva (2005), a través del ensayo

G-BOP para los mismos materiales, la utilización del ensayo

TEKKEN se mostró deficiente para la evaluación de la suscep-

tibilidad al agrietamiento del acero API X80, cuando soldados

con electrodos en la condición undermatched.

CONCLUSIONES

De acuerdo con la metodología adopta, los resultados presen-

tados y analizados para la evaluación del agrietamiento induci-

do por hidrogeno a través del ensayo TEKKEN se pudo concluir

que:

La utilización del ensayo TEKKEN se mostró inadecuada para

evaluar la susceptibilidad al agrietamiento inducido por hidro-

geno en las soldadura de aceros de la clase API X80. El nivel de

restricción del ensayo no fue el suficiente para causar fisuras en

la unión soldada.

El contenido de hidrogeno residual encontrado en todas las

muestras, soldadas con diferentes alambres tubulares a tem-

peratura ambiente era suficiente para la formación de fisuras

en frio.

Manteniendo constante la energía de soldadura (Es) y la cons-

tante de deposición (Kd), fue posible comparar los cordones de

soldadura realizados con diferentes alambres tubulares.

Los cordones de soldadura ejecutados con alambre tubular E

71T-1 presentaron un mayor contenido de hidrogeno residual.

Teóricamente el electrodo E 71T-1 es el más susceptible al

agrietamiento que el electrodo auto-protegido E 71T8-K6.

La disminución del aporte de calor de 2,0 kJ/mm para 1,0 kJ/

mm aumento la tasa de enfriamiento y consecuentemente el

Figura 6. Fisura encontrada en la raíz de soldadura para un ES 1,0kJ/mm.

MS

ZAC

49



nivel de restricción impuesto por el ensayo, provocando la

aparición de fisuras en el metal de soldadura.

REFERENCIAS

[1] Alcântara, N.G. Weld metal hydrogen cold cracking.

1982, 322p. Tese (Doutorado). Cranfield Institute of

Technology – School of Industrial Science, Cranfield,

England.

[2] Cooper R. E., Silva, J. H. F., Trevisan, R. E. Influencia del

precalentamiento en las propiedades de juntas de ace-

ro API 5L-X80 soldadas con alambre tubular autopro-

tegido. Revista de Metalurgia, v. 40, n. 4, pp. 280-287,

2004.

[3] Japanese industrial standars. JIS Z 3158: Method of Y-

groove weld cracking test. Tokyo, 1993. 9p.

[4] Loureiro, Altino J. R. Effect of heat input on plastic de-

formation of undermatched welds. Journal of Materials

processing Technology, 128, pp. 240, 249, 2002.

[5] Silva, J. H. F. Proposta de um novo ensaio para avaliar

a susceptibilidade de metais de solda ao fenômeno de

trincas induzidas pelo hidrogênio em diferentes am-

bientes. 2005, 60p. Tese Doutorado Faculdade de Eng-

enharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas.

[6] Silva, J. H. F. ; Trevisan, R.Study On Hydrogen Induced

Cracking in API Steel Weld Using the Modified G-BOP

Test. In: 18th International Congress of Mechanical En-

gineering, 2005, Ouro Preto. Anais 18th International

Congress of Mechanical Engineering. Rio de Janeiro,

2005.

ACERCA DEL AUTOR

Rodrigo Luis Perea Corimaya Grado de Ingeniero de Materiales

en la Escuela Profesional de Ingeniería de Materiales por la por

la Universidad Nacional de San Agustín (UNSA), Perú, en 2003.

Estudios de Post grado con el grado de Msc. en el Departamen-

to de Ingeniera de Fabricación en la Facultad de Ingeniería Me-

cánica de la Universidad Estadual de Campinas (UNICAMP), Sao

Paulo Brasil en 2009. Inspector en Soldadura con certificación

de la Sociedad Americana de Ensayos no Destructivos – ASNT,

certificado en Inspección Visual y Líquidos Penetrantes – Nivel

II. Actualmente se desempeña como docente en el área de me-

cánica en Tecsup Arequipa. ([email protected]).



50



51


José Rojas, Xxxxxx


Juan Carlos Heredia, Tecsup

Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido

Analysis of Faults and Defects in Parts of Cast Steel

RESUMEN

El presente artículo tiene como objetivo ser un aporte para

organizar, analizar, y determinar el verdadero origen de las

fallas en el proceso productivo de una pieza fundida, utili-

zando para ello, herramientas y metodologías de análisis de

causa raíz, logrando con ello optimizar nuestros recursos, te-

ner un mínimo de rechazos, y evitando realizar reparaciones

relevantes en nuestros lotes de piezas producidas.

Se mencionan las metodologías, y técnicas que se pueden

utilizar para éste desarrollo, de modo que se detecten, y re-

suelvan las desviaciones, discontinuidades, y no conformida-

des, de manera oportuna, y que éstas no lleguen finalmente

al usuario, y se presente una falla prematura típica durante el

servicio del componente.

Se mencionan además, las diferentes etapas, y numerosas va-

riables que participan para el conformado de las piezas fun-

didas. Cada una de ellas se convierte en una potencial causa

para originar o incrementar el nivel de una falla o defecto en

las piezas, cuando no son controladas adecuadamente.

Finalmente, se presenta un caso de un análisis de falla o de-

fecto, detectado en pleno proceso productivo, de una zapata

de oruga, parte del sistema de movimiento de las palas me-

cánicas, utilizadas en la gran minería de tajo abierto.

ABSTRACT

This article is intended to be input to organize, analyze, and

determine the true origin of the faults in the production pro-

cess of a casting, using tools and methodologies for root cau-

se analysis, thereby achieving optimize our resources, have a

minimum of rejections, and avoiding significant repairs in our

batch of parts produced.

Mentioned methodologies, and techniques that can be used

for this development, so as to detect, and resolve deviations,

discontinuities, and non-conformities in a timely manner, and

they do not come finally to the user, and this failure typical pre-

maturely during operation of the component.

Are also mentioned, the different stages, and many variables

involved for forming castings. Each becomes a potential cause

for cause or increase the level of a fault or defect in the parts,

when not properly controlled.

Finally, we present a case of a fault or defect analysis, detected

in full production process of a track shoe, part of the motion of

mechanical shovels, used in large open pit mining.

Palabras clave

Análisis, falla, Fundición, causa raíz, componente, acciones co-

rrectivas,

Key Words

Analysis fails, Foundry, root cause, component, corrective ac-

tions.

INTRODUCCIÓN

En el Perú, y el mundo, la industria de la Fundición ha mejorado

sus procesos de fabricación, y control de sus productos gra-

52


HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”

cias al conocimiento, las ciencias y la ingeniería para obtener

piezas de alta calidad. Sin embargo, es una de las especiali-

dades en las que intervienen muchas variables en cada una

de las etapas de la producción, y si alguna de ellas se descui-

da en el proceso, nos pueden provocar defectos relevantes

e inesperados en el componente final. Muchas veces estas

no conformidades son abordadas sin analizarlas en forma

detallada, asumiéndose muchas veces, acciones correctivas

erróneas, no solucionando el verdadero origen del defecto

o causa raíz.

Los defectos inherentes a la práctica y tecnología de la fun-

dición pueden ser eliminados o minimizados, de modo que

se encuentren en los niveles de aceptación propios de la em-

presa fabricante, como de nuestros clientes.

Los productos elaborados por la industria de la Fundición,

son utilizados en gran medida por la industria minera, metal

mecánica, cementera, y otras de gran relevancia. En ella se

elaboran componentes de gran variedad de aleaciones, geo-

metría variada y compleja, con las características mecánicas,

físicas, químicas requeridas.

En nuestro País, el desarrollo de la industria de la Fundición

está muy adelantado, ya que muchos de sus productos com-

piten y superan inclusive, a muchos componentes fabricados

en otras compañías del rubro en diversas partes del mundo.

Es importante recordar que el Perú exporta gran tonelaje de

acero procesado en forma de piezas, teniendo un reconoci-

miento mundial por la calidad competitiva de sus productos.

FUNDAMENTO

El Análisis de Falla es un procedimiento minucioso y organi-

zado que nos permite determinar la probable causa raíz de la

falla o defecto de un componente, y a partir de estos resul-

tados, elaborar acciones correctivas y propuestas de mejora

que reduzcan la recurrencia de casos. Esta definición se ha

enmarcado típicamente para abordar los casos en que las

fallas se presentan en los componentes durante su servicio.

En el presente trabajo se adapta esta metodología al análisis

de un defecto o falla ocurrida durante el proceso de fabrica-

ción de un componente de acero fundido.

METODOLOGÍA

El artículo se desarrolla sustentado en la metodología para

un análisis de falla de componentes en servicio, y una vez

adaptado, se grafica con el caso de un componente de acero

fundido, el cual presenta discontinuidades en una sección crí-

tica. El ejemplo se complementa con resultados de análisis de

laboratorio metalúrgico de la empresa fabricante.

Definiciones y relaciones entre falla – defecto.

Falla:

Imperfección, irregularidad que puede ocasionar el rechazo o

colapso del producto “pieza”, tanto si es total, como si es recu-

perable. Es la incapacidad de la pieza a realizar las funciones

para la cual fue diseñada.

Defecto:

Anomalía o discontinuidad en la superficie o interior de una

pieza. Un defecto es una discontinuidad inaceptable. Si la dis-

continuidad es aceptable, no se considera un defecto.

Para los efectos de este trabajo, consideraremos a la Falla y al

Defecto, como sinónimos.

PROCESO DE PRODUCCIÓN DE UNA PIEZA FUNDIDA

Para producir adecuadamente un componente de acero fundi-

do, con las características, y propiedades específicas requeridas

para un buen desempeño durante el servicio, es imprescindi-

ble que cumpla una serie de etapas generales, y son:

Etapas:

- Proyecto

- Diseño de alimentación.

- Modelo

- Moldeo

- Composición química.

- Temperatura de colada.

- Vaciado de metal.

- Solidificación

- Desmoldeo

- Limpieza

- Tratamientos térmicos

- Mecanizado

53



Fig. 1

VARIABLES QUE INTERVIENEN EN CADA PROCESO DE LA PRODUCCIÓN

En cada una de las etapas u operaciones que constituyen el

proceso de producción para la fabricación de un elemento

fundido, participan alrededor de cien variables, las cuales

necesitan una atención y control especifico para evitar que in-

fluyan en la generación o propagación de un defecto, ya sea

que intervengan individualmente o en forma combinada con

alguna otra, incrementando el nivel de la falla.

Es importante tener un registro detallado del control que se

realiza en cada etapa mencionada. Ello nos permitirá también

documentar y sustentar las investigaciones posteriores que se

lleven a cabo ante el análisis de falla o defectos posteriores.

TIPOS DE FALLA Y DEFECTOS EN PIE-ZAS FUNDIDAS

Los defectos se clasifican en internos y superficiales, separan-

do los inherentes a las piezas durante la solidificación del ace-

ro líquido, de los inherentes a la transformación (conjunto de

operaciones posteriores a la solidificación, tales como el enfria-

miento, calentamiento, tratamiento térmico y mecanizado), los

cuales son más controlables, y pueden evitarse casi en su totali-

dad. Sin embargo, los relacionados a las piezas antes y durante

la solidificación, son más difíciles de evitar.

Cuadro 1. Variables que intervienen en cada proceso de la producción

54



Cuadro 2. Defectos potenciales que se relacionan en cada etapa del proceso de la producción

Cuadro 3

55



EVALUACIÓN DE UN DEFECTO

Para caracterizar un defecto y calificarlo, es necesario utili-

zar ensayos No Destructivos, Ensayos Destructivos, Normas

de referencia, Manuales de defectos, Niveles de aceptación

- calidad del fabricante, especificaciones y requerimientos

del cliente. Asimismo es muy importante la experiencia pro-

fesional del personal. Las fallas o defectos pueden producirse

en cualquier momento de la “vida” de una pieza metálica. Si

este se genera durante la producción inicial, denominaremos

defecto inherente. Si se produce durante procesos posterio-

res, denominaremos discontinuidad de proceso, y también

se puede producir durante su uso, denominaremos fallas por

servicio.

Pueden clasificarse:

- Defecto critico.

- Defecto relevante.

- Defecto menor.

Se han realizado muchos esfuerzos para conseguir la univer-

salización de los glosarios y términos de fundición en casi

todas las naciones de habla española. Podemos decir que a

la fecha aun no se ha logrado el objetivo, y en cada país se

ofrecen denominaciones diferentes para los mismos concep-

tos. Inclusive se encuentran diferentes expresiones en sus

diversas regiones. El Colegio de ingenieros del Perú, cuenta

con un glosario.

CONSERVACIÓN DE LAS MUESTRAS CON FALLAS O DEFECTOS

Al presentarse una falla o defecto, se recomienda tener las

siguientes consideraciones con las muestras, con la finalidad

de no alterar sus características físicas, químicas, mecánicas,

y metalúrgicas :

- Las muestras no se les debe aplicar soldadura para facili-

tar el izaje.

- No se deben exponer a soluciones corrosivas, pinturas ni

grasas.

- No deben de recibir impactos ni rozamientos durante su

manipulación.

- No exponer en ambientes de temperatura extrema o va-

riable.

- Ser sujetados y levantados con cables o cuerdas de mate-

riales naturales o sintéticos.

- Ser cubiertos con protectores plásticos.

Estas consideraciones se deben tener en cuenta en los casos

que la muestra a analizar se ha separado del componente falla-

do, de mayor peso y longitud, que hace muy difícil su traslado

en forma completa. Siempre es importante que el análisis inclu-

ya la zona del incidente, de ser posible. Estas premisas también

se deben recordar para casos de fallas en piezas que se presen-

tan en cualquier rubro de la industria.

ENSAYOS Y NORMAS DE REFERENCIA

Se indican los principales ensayos que se realizan para detectar

y caracterizar los defectos en una pieza fundida.

- Inspección Visual............... ASTM A 802 SCRATA

- Líquidos Penetrantes...........ASTM E 165

- Partículas Magnéticas..........ASTM E 709

- Ultrasonido..........................ASTM A 609

- Radiografía Industrial..........ASTM E 186 / E 446.

- Dureza................................ASTM E 140 / A 370 / A 956

- Metalografía........................ASTM E 112

Además de ellos también se utilizan para casos especiales:

- Análisis Macrográficos.

- Microscopía Electrónica de Barrido (SEM).

- Corrientes Inducidas.

- Ensayo fractográfico.

- Ensayos mecánicos (Tracción, Fatiga, Impacto).

- Ensayo Químico (Corrosión).

METODOLOGÍA PARA DETERMINAR LA CAUSA RAÍZ DE UNA FALLA – DEFEC-TO

56



El origen o la causa raíz del defecto de una pieza, es la cau-

sa primaria sobre la cual se deberá actuar principalmente

para eliminarlas o reducirlas en el futuro.

En el análisis de defectos, no siempre se presenta una

sola causa raíz, sin embargo es posible analizar sus efectos,

y tomar acciones correctivas para controlarlas o evitarlas

en el futuro.

En la ejecución del análisis de fallas o defectos, es necesa-

rio tener en cuenta toda la historia técnica de la fabricación

de la pieza en todas las etapas, y además, inclusive, la hoja de

vida de cada una de las personas involucradas en ellas.

PROCEDIMIENTO PARA REALIZAR UN ANÁLISIS DE FALLA – DEFECTO

Ante el acontecimiento de la detección de una falla, se esta-

blece una secuencia y procedimiento para realizar el análisis

respectivo, con la finalidad de determinar la causa raíz del

problema.

Causa raíz de la falla o defecto:

La causa raíz tiene distintas naturalezas, orígenes, áreas de

análisis, y pueden tener :

- Origen físico

- Origen humano

- Origen sistema (gestión)- latente

Errores que producen fallas o defec-tos:

Los errores que causan defectos en las piezas fundidas, pue-

den clasificarse por origen:

- Operacionales

- Diseño

- Mantenimiento

- Manufactura

- Instalación

- Ceguera situacional

METODOLOGÍA PARA DETERMINAR LA CAUSA RAÍZ DE UNA FALLA

Existen diferentes metodologías o procedimientos para anali-

zar y determinar la causa raíz de un defecto. Se determinará

qué metodología utilizar, de acuerdo al nivel del alcance que se

pretende en la búsqueda de la causa raíz. Se presentan algunas

de las más utilizadas:

- Análisis de falla (FA)

- Investigación de la causa raíz (RCI)

- Análisis de la causa raíz (RCFA)

- Análisis de causa raíz (RCA)

HERRAMIENTAS PARA ANALIZAR UNA FALLA O DEFECTO

Se seleccionan algunas herramientas más utilizadas para anali-

zar la causa raíz de un defecto:

- Técnica 5 por qué (causas latentes organización)

- Diagrama ishikawa (causa efecto: lluvia de ideas). catego-

rías: hombre-máquina-entorno-material-método-medida.

- Diagrama pareto (80% problemas provienen del 20% cau-

sas identifica problemas más significativos del proceso).

- Árbol de fallas (identifica potenciales causas de fallas en

el sistema hasta llegar a la causa raíz). Nos permite de una

manera ordenada, ir analizando cada uno de los niveles y

podemos determinar la causa raíz de la falla o defecto de la

pieza, y evitar su recurrencia.

METODOLOGÍA PARA EL DESARROLLO DE UN ANÁLISIS DE FALLA O DEFEC-TOS. PROCEDIMIENTO

- Decida qué hacer. Establecemos el nivel del análisis del de-

fecto, costo y duración.

- Averiguar lo que pasó en la planta.

- Realizar una investigación preliminar. No eliminar informa-

ción valiosa.

- Recolectar datos relevantes. Procedimiento de la 5 P.

- Determinar el defecto – falla primaria.

57



- Examinamos y analizamos la falla primaria (árbol lógico)

- Caracterizamos la pieza defectuosa.

- Determinamos el mecanismo que originó el defecto.

- Determinamos la causa raíz de la falla

- Elaboración del informe.

INFORME

El informe que se elabora debe ser claro, preciso, documen-

tado, concreto, objetivo, constructivo, con detalles de todo el

proceso del análisis, con las conclusiones y recomendaciones

respectivas.

CONCLUSIONES

El análisis de fallas para determinar la causa raíz, es una valio-

sa herramienta para encontrar la verdadera razón que ha ori-

ginado el defecto, involucrando en la investigación, a todos

los niveles de la organización, y las conclusiones, acciones

correctivas y recomendaciones, permitan controlar y evitar

que estos defectos de repitan en el proceso productivo de

una pieza fundida.

Todas las variables que participan en el proceso productivo

de una pieza fundida son importantes. Una o varias de ellas

pueden originar un defecto y rechazo de la pieza, por lo tan-

to, es imprescindible controlarlas.

El factor humano es determinante en un análisis de fallas. El

compromiso que asuma cada colaborador en los diferentes

niveles de la organización, permitirá tener en cada una de las

etapas de la producción, una óptima actitud de confianza, y

al presentarse un defecto, contar con la participación de to-

dos ellos, teniendo como objetivo, la búsqueda de la verdad.

RECOMENDACIONES

Aplicar la metodología del análisis de fallas para determinar

la causa raíz de los defectos en piezas fundidas.

El analista de fallas tiene como objetivo determinar la causa

que provocó el defecto, y utilizar este conocimiento para evi-

tar defectos similares en el futuro. Su objetivo no es buscar

culpables, parcializarse con alguna de las partes involucra-

das. Debe tener una actitud objetiva e imparcial.

Los informes deben mantener un nivel de términos técnicos

y científicos, por más que el defecto sea muy sencillo de de-

finir.

Tener mucho cuidado en determinar la causa raíz de un defec-

to. Llegar a una solución equivocada es mucho más grave que

no llegar a ninguna.

Caso: fisuras en superficie mecanizada en agujero de zapata de oruga

Descripción del elemento fallado

La zapata de oruga es un componente que ensamblado con

otros similares, forma parte del sistema de traslación de las pa-

las mecánicas, en la minería de tajo abierto. La pieza tiene un

peso de 850 Kg., con medidas generales de 1,200 mm. largo X

600 mm. ancho X 250 mm. De espesor. Consta de 6 orejas de

ensamble mecanizadas de Ø 115 mm. De diámetro X 150 mm.

De ancho. La pieza es la número 18.

Identificación del componente:

Se recopila la información del componente, obtenida según los

procedimientos de rastreabilidad del sistema de fabricación,

como número de plano, código de pieza, peso, fecha de mol-

deo, número de molde, número de colada, y número de Trata-

miento térmico.

Información referencial del material según especificacio-

nes.

La pieza analizada se fabricó en acero al Manganeso ASTM A

128 grado E-1, con tratamiento térmico de temple (Austeniza-

do). Propiedades mecánicas referenciales:

Resistencia a la tracción: 830 / 965 MPa. Límite elástico: 700/750

MPa.

Elongación: 30 / 40 %. Dureza: 200 / 230 HB.

Historia del proceso de fabricación del componente en el

momento de la falla

El componente se encontraba en proceso de fabricación, etapa

de mecanizado, aparentemente bajo condiciones normales. La

herramienta de corte ha sido la adecuada (pastilla de carburo

de tungsteno), profundidad, avance, y velocidad de corte, refri-

gerante. Las herramientas de corte se encontraban calibradas,

y los operarios debidamente capacitados.

Detección de la falla.

Durante el proceso de inspección de rutina en la etapa post

mecanizado con END Líquidos Penetrantes, se detectan múl-

tiples fisuras en uno de los seis agujeros mecanizados. La zona

con las indicaciones comprometen aproximadamente el 20%

58



de la superficie, a todo lo largo del ancho de la sección ana-

lizada, con una longitud de arco de 50 mm. X 150 mm. de

longitud. En el aspecto dimensional, todos los agujeros se en-

contraban dentro de las tolerancias especificadas en el plano

de fabricación.

Estudio mecánico y metalúrgico asociado a la falla o de-

fecto.

Ante el evento suscitado, realizamos los estudios respectivos

para caracterizar el material, y apoyar la investigación con los

siguientes ensayos:

- Inspección por Líquidos Penetrantes.

- Ensayo de Dureza.

- Análisis Metalográfico.

- Composición química.

Resultados y análisis de resultados

Las pruebas, análisis y evaluación de resultados se realizan en

los laboratorios de la empresa fabricante.

Inspección por Líquidos Penetrantes.

Se repite el ensayo mencionado, y se verifica la presencia de

la falla o defecto en la zona y dimensiones determinadas pre-

viamente.

Fig. 3

Ensayo de Dureza.

La dureza del material base, registrada en una zona no meca-

nizada D1, y la zona D2 con fisuras son 210 HB, y D2: 260 HB.

Utilizamos el durómetro portátil Equotip . Ver figura 3.

Análisis Metalográfico.

Se extraen dos muestras de las zonas M1 (zona sin fisuras), y

M2 (zona con fisuras). Ambas muestra se embuten en resina.

Se realiza el pulido con papeles de lija número 240, 400, y 600.

Las muestras son atacadas con el reactivo de nital al 3%, y se

analizan en el microscopio metalográfico óptico, utilizando au-

mentos de 100X. Ver fig. 3.

Los resultados del análisis nos indica:

Muestra M1: Matriz 100% Austenítica, con granos poliédricos

equiaxiales, con tamaño de grano entre 3-5, según ASTM E112.

Además se observan inclusiones de tipo no metálico dispersas

en la matriz, y en los límites de grano.

Muestra M1

Fig. 4. 100X

Muestra M2: Matriz 100% Austenítica, con presencia de inclu-

siones no metálicas, granos poliédricos equiaxiales, y tamaño

entre 4-6, con morfología intergranular de bandas, típico de

soldadura Austenítica. No se observan precipitados de carbu-

ros metáilicos.

Muestra M2

Fig. 5. 100X

CQD1, M1

D2, M2

59



Composición química (CQ)

Se extrae una muestra de la zona CQ, de la fig. 3. El análisis

químico nos muestra que el material corresponde a la espe-

cificación del material ASTM A 128 E-1.

La muestra se analiza con el espectrómetro de emisión ópti-

ca ARL Metals Analyzer.

Causas que originaron la falla.

De acuerdo a los resultados obtenidos en los ensayos detalla-

dos, metalográficos, dureza, y con la información de la inves-

tigación (entrevistas, reportes, y otros), se llega a determinar

que el operario de la máquina herramienta, cometió un error

durante el mecanizado. La medida del diámetro de uno de

los agujeros interior quedó fuera de tolerancia. Su acción ini-

cial fue reparar con soldadura la zona con desviación dimen-

sional, y rectificar con mecanizado sin consultar a la jefatura

inmediata, ni registrar la no conformidad.

Esta segunda acción es considerada como una falta.

El material de aporte utilizado es AWS AS.13-80R, para aceros

al manganeso tipo Hadfield.

CONCLUSIONES

La causa raíz del defecto es por ceguera situacional.

Las múltiples discontinuidades detectadas (fisuras), compro-

meten el adecuado servicio del componente, por las altas

exigencias bajo esfuerzos combinados de tracción, compre-

sión, torsión, y flexión. La pieza es declarada chatarra.

RECOMENDACIONES

Promover el diálogo, la confianza, y el compromiso de la em-

presa con sus colaboradores.

Realizar una revisión, y difusión de los procedimientos de

trabajo entre las personas involucradas en cada etapa del

proceso de fabricación.

REFERENCIAS

[1] Manual del Fundidor. J. Duponchelle. Editorial Gustavo

Galli S.A. Barcelona 1988

[2] Manual de defectos de Fundición. Copy Right 1972.1984.

American Foundrymens Society. Inc. USA.

[3] Tecnología de la Fundición. Editorial Gustavo Galli S.A.

Barcelona 1980

[4] ASM Heat Treater’s Guide Practices and Procedures for

Irons and Steels

[5] ASM Metals HandBook Volume 4 - Heat Treating. 1991.

[6] ASM Metals HandBook Volume 09 - Metallography and

Microstructures. 1992.

[7] ASM Metals Handbook Volume 11 – Failure Analysis and

Prevention. 2002.

[8] ASM Metals Handbook Volume 15 – Casting. 1992.

[9] ASM Metals Handbook Volume 17-Nondestructive eva-

luation and Q.C. 1992.

[10] Defectología de Fundición. Universidad Nacional de Co-

mahue. Ing. Ricardo Echevarría.

[11] Análisis Metalúrgico de Fallas. Dr.-Ing. Pablo Bilmes

[12] ASTM Authorized Global Instructor – Lima 2008

[13] El Análisis de Falla con Diagramas de árbol. Departamen-

to de seguros de Texas 2008

[14] Análisis de falla en componentes mecánicos, Universidad

Católica del Perú, 2010.

[15] AVNER, Sidney (1987). Introducción a la Metalurgia Física.

Segunda Edición. México

[16] D.F.: Editorial Mac Graw-Hill.

[17] VAN BLACK, Lawrence H. (1992). Materiales para Ingenie-

ría. México: Compañía Editorial Continental.

60



ACERCA DEL AUTOR

Ingeniero Metalúrgico, con maestría en Transformación y

Ciencia de los Materiales de la Universidad Nacional Mayor

de San Marcos, Lima Perú. Posee un Diplomado en Análisis

de Fallas de componentes mecánicos por la Pontificia Uni-

versidad Católica del Perú. Técnico en Mecánica de Produc-

ción, y máquinas herramientas.

Docente a tiempo parcial en Tecsup con el curso de Tecnolo-

gía de los Materiales, y Tecsup Virtual con los cursos de Tec-

nología de los Materiales, y Control Estadístico de Procesos.

Integrante del comité Técnico de Normalización para la Indus-

tria de la Fundición Nacional, en representación del Colegio de

Ingenieros del Perú (CIP), e INDECOPI.

Experiencia profesional industrial en tratamiento térmico de

los aceros, Ensayos No Destructivos, Ensayos Mecánicos, Repa-

ración de componentes metálicos con soldadura.

Actualmente se desempeña como Ingeniero de Control de

Calidad, Analista de Fallas, y jefe del Taller de soldadura de la

empresa Fundición Callao S.A.



ANEXOS

61


José Rojas, Xxxxxx


César Vera, Tecsup

Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos

Design and Performing of an Electronic Shifting Water Level Control in a Steam Boiler

Resumen

Los calderos son máquinas térmicas que tienen como fun-

ción generar vapor. Ya sea para sistemas de calefacción,

generación energía mecánica, generación de energía eléctri-

ca, o incluso procesos de esterilizado y limpieza, el vapor es

indispensable en la industria. Para poder generar vapor, los

calderos utilizan energía proveniente de la combustión para

elevar la temperatura del agua y transmitirle calor hasta ge-

nerar vapor a una determinada presión.

El proyecto tuvo como alcance mejorar el sistema de control

de nivel de agua dentro de las calderas pirotubulares, en las

cuales el agua se encuentra rodeando el hogar o quemador.

En muchas calderas el control de nivel se basa en dos pun-

tos, un nivel máximo que indica que se apague la bomba

que proporciona el agua, y un nivel mínimo que es donde

se enciende nuevamente la bomba. Dicho tipo de control se

denomina “ON/OFF” y es el control más antiguo y típico para

controlar rangos en almacenamiento de fluidos.

Pese a ser un control sumamente económico y práctico, tiene

varios defectos como son la caída súbita de presión cuando

ingresa agua fría al caldero, golpes térmicos en el caldero,

desgaste de la bomba por arranques continuos, etc.

Es por ello que se implementó un control modulante que

mantiene el nivel en el mismo punto, abriendo y cerrando

una válvula proporcional en la alimentación de agua, con

variaciones directamente proporcionales al diferencial que

existe entre el nivel real y el nivel óptimo. De tal manera que

el nivel siempre se mantendrá en el mismo punto de nivel ópti-

mo, y si el nivel subiese o bajase por variaciones en la demanda

de vapor, la válvula de ingreso se cerraría o abriría proporcio-

nalmente para mantener el nivel en su punto óptimo.

Abstract

Boilers are termal machines made to generate steam. Steam is

needed for heat systems, refrigeration systems, motion energy

generation, electric energy generation, and even for cleaning

and sterilize proceses. Steam is indispensable in industry.

To be able to produce saturated steam, boilers use the heat

produced on combustion chamber to raise water temperature

and transmit it latent heat.

The project was made to improve the water level control sys-

tem inside pyro tubular boilers. Whereas water surrounds the

combustion chamber, or combustion housing.

In many boilers, level control is based on two points: The upper

level, which is the maximum stable water level and the lower

level, which is the minimum.

Upper level shuts off the feeder pump, and lower level indica-

tor turns it on. This kind of control is called “ON/OFF” and is the

oldest and most typical system used to manage ranges of fluids

in containers such as tanks, reservoirs, boilers, etc.

ON/OFF control is economic and practical but is so far from

being ideal. It has a lot of mistakes like the sudden water pres-

62


VERA, César. “Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos”

sure drop when pump is turned on, and the thermic damage

in the boiler due to the cold water, and the excessive load on

every pump start, which reduces its lifetime.

That is why we implemented a modulating control that

keeps the level at the same point, opening and closing a pro-

portional valve in the water supply, with variations directly

proportional to the difference between the actual and the

optimal level. So that the level will always remain in the same

optimal point, and if you ascend or descend level by varia-

tions in steam demand, the intake valve is closed or open

proportionally to maintain the level at its peak.

Palabras clave

Calderas pirotubulares, control de nivel modulante, micro-

controladores Freescale-motorola, electroválvulas propor-

cionales, generación de vapor, sensores ópticos.

Key words

Pyro tubular boilers, shifting level control, microcontrollers,

freescale-motorola, proportional electrovalves, steam gene-

ration, optic sensors.

INTRODUCCIÓN

La automatización puede mejorar la calidad, la eficiencia y la

efectividad de los procesos de producción, sin embargo, en

la industria nacional aún es común ver procesos totalmente

manuales y poco eficientes. Pese a que los inversionistas son

conscientes de que la automatización significaría un gran

paso en sus industrias, los proyectos que se plantean requie-

ren de la importación de complejos sistemas de control, o

de controladores lógicos programables (PLC), que si bien son

eficientes para la industria moderna, la inversión que requie-

ren sobrepasa la capacidad logística de muchas empresas.

Asimismo, existen técnicas y mejoras que se plantean para

incrementar la eficiencia, reducir las emisiones y mejorar la

productividad de los procesos. Sin embargo, tampoco se

aplican por la falta de iniciativa.

En el planteamiento del proyecto se propuso soluciones a los

problemas mencionados. Entonces se optó por realizar una

mejora en la eficiencia de los calderos, reemplazar el proce-

so de control de nivel ON/OFF y diseñar un control de nivel

modulante controlado electrónicamente con microcontrola-

dores para demostrar que existen otras alternativas de auto-

matización.

Como en todo proceso de diseño, se trazó requerimientos y ob-

jetivos que debe cumplir el control a implementar, tales como

confiabilidad, economía, impacto al medio ambiente, etc. Para

ello se realizó una matriz morfológica y se seleccionó las tecno-

logías y procedimientos más apropiados para el proceso.

Entre las opciones consideradas se optó por utilizar la tecnolo-

gía de microcontroladores Motorola-Freescale de 32 bit para

el sistema de procesamiento de datos. Para el sistema de ac-

tuación; el manejo de fluidos se realizó utilizando dos servo

válvulas proporcionales con motor paso a paso. Y para el siste-

ma de adquisición de datos se utilizaron sensores ópticos NPN

con señal digital. Además que todo fue montado en un tablero

que incluía etapas de protección-aislamiento con optoacopla-

dores, acondicionamiento de señal y puentes H integrados con

transistores MOSFET para la etapa de potencia.

MARCO TEÓRICO

Sistema encendido – apagado (On/off)

Este es el mas sencillo de los sistemas de control; el quemador

esta encendido a su maxima capacidad, o completamente apa-

gado. La mayor desventaja de este metodo de control radica

en que la caldera se sujera a choques termicos bruscos, cada

vez que el encendido. Por lo tanto, su uso debe limitarse a cal-

deras pequeñas hasta unos 500 kg vapor/hora.

Ventajas del sistema de control encen-dido-apagado

Son sistemas accesibles y fáciles de instalara

Representan una alternativa sumamente económica para el

control de nivel.

Desventajas del sistema de control encendido-apagado

Si se presenta una demanda fuerte de vapor inmediatamente

después de apagarse el quemador, se reduce considerable-

mente la cantidad de vapor disponible.

Se producen choques termicos a los componentes de la cal-

dera.

Ventajas del control modulante sobre el control on/off

Independientemente de la cantidad de elementos que se utili-

cen el control modulante tiene varias ventajas sobre el control

on/off. Entre estas podemos mencionar:

63


VERA, César. “Diseño e implementación de un sistema electrónico de control modulante de nivel en calderos”

Presión y caudal de vapor estable.

Mayor eficiencia en la operación del quemador.

Menor fatiga térmica sobre la pared de la caldera. El agua no

se puede alimentar a más de 90 °C porque puede darse ca-

vitación en las bombas, esto implica que en el control todo/

nada se producen choques térmicos en la caldera que esta-

ría trabajando a una temperatura más alta que el agua pro-

veniente de la bomba.

Menor arrastre de agua con el vapor Puede utilizarse una es-

tación central de bombeo.

Control manual del nivel de agua

PROCEDIMIENTO

En el sistema de control la bomba era controlada directa-

mente por los contactos de la boya mc donnell. Por lo tanto,

cuando la boya detecta el nivel mínimo enciende la bomba, y

cuando detecta el nivel máximo; apaga la bomba.

Cuando disminuye el nivel, ingresa una cantidad conside-

rable de agua fría que afecta directamente la demanda de

vapor del caldero. Por lo tanto, si algún proceso depende del

caldero, lamentablemente dicho proceso tendrá una presión

muy cambiante, dado que cada cierto tiempo ingresará agua

fría al caldero que estropeará la producción de vapor hasta

que el caldero recupere su presión y temperatura

Figura 1. Distribución de agua control ON-OFF

Condición con control de nivel

Se plantea cambiar la boya Mc donnell por un sensor de nivel

electrónico y controlar el agua entrante al caldero con 2 elec-

troválvulas.

La bomba que genera caudal de ingreso de agua ya no será

prendida y apagada cada vez que el nivel de agua varíe dentro

de la caldera; sino que estará siempre prendida y el caudal que

ingrese será regulado por la apertura de 2 electroválvulas de

control, que dirigirán el flujo a la caldera o de retorno al depó-

sito de agua blanda.

Figura 2. Distribución de agua control modulante

El sensor de nivel mandará señales eléctricas que indiquen el

nivel actual del agua, estas serán interpretadas por el contro-

lador, que a su vez enviará una señal a las electroválvulas que

determinarán la apertura necesaria para mantener el nivel de

agua siempre uniforme.

Realizar este tipo de control ayudará a que la producción de

vapor, el ingreso de caudal de agua al caldero, el consumo de

combustible y el nivel de agua sean constantes a través del

tiempo

64


VERA, César. “Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos”

Figura 3. Arreglo de sensores ópticos

Datos de la Caldera:

Serie: 039 – 97

Modelo: DV30 – 7 – 2

Capacidad: 7 BHP

Producción de Vapor: 241.5 lb/hr

Consumo de Combustible: 2 Gal/hr

Potencia de Diseño: 125 Psig

Con los siguientes datos de entrada se procedió a calcular la

eficiencia térmica donde se corroboro un aumento de 5% de

eficiencia utilizando el control modulante

Figura 4. Vista de la caldera

Figura 5. Grafico Temperatura vs Entropía

Eficiencia Térmica de Producción de vapor control ON/OFF

53%.

Figura 6. Diagrama de bloques del proceso

RESULTADOS

Se procedió a medir parámetros térmicos tales como presión

temperatura, consumo de agua, consumo de combustible, en

donde se obtuvo una caída apreciable en el consumo de com-

bustible, de igual manera la presión de trabajo se estabilizo y

aumento el consumo de agua

Figura 7. Consumo de combustible vs tiempo

65


VERA, César. “Diseño e implementación de un sistema electrónico de control modulante de nivel en calderos”

Figura 8. Presión de vapor parcial vs tiempo

Figura 9. Volumen de agua de ingreso vs tiempo

CONCLUSIONES

• Se demostró la viabilidad del control basado en mi-

crocontroladores embebidos, que son mucho más ac-

cesibles que los PLC y, si se seleccionan de la manera

apropiada, pueden llegar a estándares similares de

confiabilidad

• Laproduccióndevaporfueconstante,nogenerocaí-

das de presión.

• Laalimentacióndeaguaalcaldero,sedaa travésde

una bomba hidráulica, parte del arreglo hace que dicha

bomba funcione todo el tiempo y solamente el agua

no utilizada recircule.

• LaEficienciatérmicafuecalculadautilizandoelprogra-

ma EES (Engineering Equation Solver) donde se varió

algunos parámetros para un cálculo más específico.

• UtilizandoelcontrolON-OFFdefábricade lacaldera,

se calculó una eficiencia de 53% en la generación del

vapor trabajando con presiones bajas, por otro lado,

el control modulante, generó una eficiencia de 58%,

aumentando entonces 5%, debido a que el consumo de

combustible (D-2) disminuyo.

• ConuncontrolON-OFFLapresióndetrabajo,disminuye

en medida que prende y apaga el quemador, que tiene

un mando directo a través de un presostato y un diferen-

cial de presión, eso hace que la presión de salida de vapor

no sea constante, con el control modulante, la presión se

estabilizo y se mantuvo mas constante, independiente-

mente del consumo de vapor.

REFERENCIAS

[1] Spirax Sarco (2010), Control de nivel de agua y alarmas

para sistemas de vapor.

[2] Spirax Sarco (2010), Control de nivel (on/off o modulan-

te), utilizando sondas capacitivas

[3] Avalos, (2002), Teoría de control ajuste de calderas indus-

triales. Universidad Politécnica de México.

[4] Freescale (2010), Coldfire Microcontrollers.

[5] Fchat EES (2009)(Engineering Equation Solver) .

[6] Cengel Yunus (2003), Mecánica de fluidos fundamentos y

aplicaciones.

[7] Van Wylen (2003), Fundamentos de la Termodinámica.

ACERCA DEL AUTOR

Ingeniero Mecánico egresado de la Universidad Nacional de

San Agustín, Magíster en Ingeniería Mecánica por la Pontífice

Universidade Católica de Rio de Janeiro (Brasil), especialidad

en Motores de combustión Interna con énfasis en Máquinas

Térmicas, Petróleo - Gas y Energía, proyectos de conversión de

motores Diesel a combustibles alternativos

Se ha desempeñado como asesor en temas relacionado con la

producción y máquinas térmicas, además ha sido monitor en

el Laboratorio de Ingeniería Vehicular de la PUC-Rio (Brasil)

actualmente se desempeña como docente en el área de Me-

cánica de Tecsup, sede Arequipa, donde dirige el programa de

Desarrollo y Promoción de Tecnología Basada en Fuentes de

Energía Renovable. Dominio del idioma portugués e inglés.



67


José Rojas, Xxxxxx


Adriana Barja, Tecsup Hernán Zapata, Tecsup

Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados

Fenton Process for Treatment of Colored Effluents

Resumen

El presente trabajo se refiere a la investigación de degra-

dación de efluentes coloreados, lo que se busca es un tra-

tamiento que transforme estos efluentes en compuestos

incoloros;el método utilizado para este fin es el método Fen-

ton, el cual es un proceso de oxidación avanzada que per-

mite la degradación de los efluentes orgánicos, para ello los

parámetros evaluados en este estudio fueron pH, peróxido

de hidrogeno e ion hierro (II), a los cuales se les realizaron

ensayos variando sus concentraciones para así obtener la

concentración óptima de cada reactivo y el pH ideal, a una

presión atmosférica y temperatura ambiente con la finalidad

de obtener efluentes incoloros.

Abstract

The present paper concerns the investigation of degradation

of colored effluents, which are looking for a treatment that

transforms these effluents into colorless compounds, the

method used for this purpose is the method Fenton , which

is an advanced oxidation process, which allows the degra-

dation of organic effluents for this purpose the parameters

evaluated in this method were pH, hydrogen peroxide and

iron (II), which tests were performed by varying their concen-

trations in order to obtain an optimal concentration of each

reagent and an ideal pH, at atmospheric pressure and room

temperature.

Palabras clave

Fenton, degradación del azul de metileno, anaranjado de

metilo, peróxido de hidrogeno, ión ferroso.

Key Words

Fenton, degradation of methylene blue, methyl orange, hy-

drogen peroxide, ferrous ion.

INTRODUCCIÓN

Las aguas residuales coloreadas generadas por las industrias

no pueden ser vertidas al alcantarillado sin ningún tratamiento

debido a que podrían ser tóxicas para la flora o fauna y además

al ser coloreadas, no dejan pasar la luz del sol en las aguas, ge-

nerando así la baja o eliminación del proceso de fotosíntesis.

Es por ello que se busca un tratamiento el cual posibilite una

degradación efectiva del efluente, sin producir efectos cola-

terales al ambiente;además el tiempo empleado para tal fin

debe ser mínimo y el desarrollo de éste debe ser accesible

económicamente. Un método químico que transforma los con-

taminantes orgánicos coloreados en compuestos incoloros es

el método Fenton; utilizando éste método podemos encontrar

que se produce un cambio en la estructura, una oxidación par-

cial y/o total en los colorantes, llegando a degradar al efluente

hasta eliminar su color.Por tal motivo, la elaboración de este

proyecto busca demostrar mediante datos experimentales,

que variando el pH, las concentraciones de peróxido de hidro-

geno y del ión hierro (II) se logra degradar el efluente coloreado

en un tiempo mínimo.

FUNDAMENTOS

El método Fenton involucra dos componentes, un catalizador

y un oxidante químico. El catalizador puede ser Fe(II) o Fe(III) y

68


BARJA, Adriana. “Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados”

el agente oxidante comúnmente utilizado es el peróxido de

hidrógeno. El objetivo principal de la reacción de Fenton es

la formación de radicales hidroxilo (OH.), el cual es un oxidan-

te bastante fuerte y es el responsable de la oxidación de las

moléculas orgánicas; para ésta reacción el pH de la solución

debe ser ácido [2]; este proceso se vuelve catalítico cuando

el Fe2+ se oxida a Fe3+.[1]

Fe2++H2O

2Fe3+ � OH.+ OH-(1)

Fe2++OH.Fe3+ � OH-(2)

Fe3+ + H2O

2Fe2+ � OOH.- + H+ (3)

Experimental:

Materiales

Los equipos empleados fueron:

• XplorerGLX

• EspectofotometroJenway

Muestras:

Se prepararon dos efluentes sintéticos por separado: azul

de metileno con concentración de 50 ppm y anaranjado de

metilo con concentración de 100 ppm. Las modificaciones

de pH se realizaron utilizando ácido sulfúrico e hidróxido de

sodio. El agente oxidante fue agua oxigenada y la sal de ión

ferroso fue sulfato ferroso heptahidratado.

PROCEDIMIENTO

Primero se procedió a realizar un barrido preliminar, para de-

terminar la longitud de onda a la cual cada colorante da la

máxima absorbancia. Los valores obtenidos fueron :

- Para azul de metileno:

665 nm para todos los pH

- Para anaranjado de metilo :

515 nm a pH = 2 y 3

465 nm a pH = 4 – 9

Una vez determinado estos valores, se evaluaron los siguientes

parámetros: pH, concentración de agua oxigenada y concen-

tración de ión ferroso; para lo cual se midió la absorbancia en

cada experimento a la longitud de onda ya determinada.

RESULTADO

Con la absorbancias iniciales y finales se determinó el porcenta-

je de color remanente, con la siguiente fórmula :

%CR = 𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴100

Donde: Af: absorbancia final

Ai: absorbancia inicial

Todas las muestras se evaluaron por duplicado y con ellos se

obtuvo un promedio, el cual se muestra en las tablas 1 – 6.

A continuación se muestran los resultados obtenidos para el

azul de metileno y para el anaranjado de metilo :

Tiempomin

pH

2 3 4 5 6 7 8 9

0 100 100 100 100 100 100 100 100

5 63.09 19.33 77.03 100 100 100 100 100

10 40.13 15.55 75.40 100 100 100 100 100

15 24.16 13.09 69.14 100 100 100 100 100

20 18.37 10.84 55.01 100 100 100 100 100

25 12.26 9.60 49.11 100 100 100 100 100

30 11.35 8.09 46.33 100 100 100 100 100

Tabla 1 : Porcentaje de color remanente a diferentes valores de pH, para el azul de metileno con 240 ppm H2O

2 y 25 ppm Fe2+

69



Tiempomin

H2O

2, ppm

300 240 210 180 150

0 100 100 100 100 100

5 31.07 19.33 25.34 26.11 22.86

10 23.26 15.55 19.22 19.87 18.90

15 20.51 13.09 16.56 17.29 16.50

20 18.84 10.84 14.34 14.89 14.64

25 17.23 9.60 13.04 13.81 13.50

30 15.44 8.09 12.05 12.67 12.72

Tabla 2 : Porcentaje de color remanente a diferentes concentraciones de peróxido de hidrógeno, para el azul de metileno a pH = 3 y con 25 ppm Fe2+

Tiempomin

Fe2+, ppm

5 10 15 20 25 30 40 50

0 100 100 100 100 100 100 100 100

5 57.08 24.20 24.77 25.60 19.33 17.45 21.28 30.82

10 24.23 16.43 15.86 17.44 15.55 14.05 17.02 29.66

15 16.95 13.63 13.10 14.60 13.09 11.75 14.79 29.08

20 14.17 11.67 11.14 12.78 10.84 9.85 13.47 25.40

25 12.60 10.00 9.65 12.03 9.60 8.90 13.40 25.25

30 11.35 8.49 8.54 9.08 8.09 7.87 13.01 25.19

Tabla 3 : Porcentaje de color remanente a diferentes concentraciones de ión ferroso, para el azul de metileno a pH = 3 y con 240 ppm H2O

2

Tiempomin

pH

2 3 4 5 6 7 8

0 100 100 100 100 100 100 100

5 4.3 18.34 98.28 100 100 100 100

10 1.38 9.08 36.34 100 100 100 100

15 0.97 6.25 20.14 100 100 100 100

20 0.81 4.73 14.67 100 100 100 100

25 0 3.76 11.66 100 100 100 100

30 0 3.08 9.76 100 100 100 100

Tabla 4 : Porcentaje de color remanente a diferentes valores de pH, para el anaranjado de metilo con 240 ppm H2O2 y 25 ppm Fe2+

70



Tiempomin

H2O

2, ppm

300 240 210 180 150

0 100 100 100 100 100

2 23.62 23.93 12.38 21.79 17.63

4 9.54 4.02 5.48 9.01 7.93

6 5.11 1.87 4.09 7.05 7.30

8 3.07 1.27 2.49 5.73 12.23

10 1.76 1.04 1.92 5.53 16.17

Tabla 5 : Porcentaje de color remanente a diferentes concentraciones de peróxido de hidrógeno,

para el anaranjado de metilo a pH = 2 y con 25 ppm Fe2+

Tiempomin

Fe2+, ppm

5 10 15 20 25

0 100 100 100 100 100

2 100 100 100 79.22 23.93

4 100 100 94.26 30.35 4.02

6 100 98.79 76.55 11.13 1.87

8 100 97.70 41.13 5.22 1.27

10 100 90.23 20.28 3.98 1.04

Tabla 6 : Porcentaje de color remanente a diferentes concentraciones de ión ferroso, para el azul de metileno a pH = 2 y con 240 ppm H2O

2

Gráfico 1 : Porcentaje de color remanente en función del pH, para el

azul de metileno

Gráfico 2 : Porcentaje de color remanente en función de la concentra-

ción del peróxido de hidrógeno, para el azul de metileno

Gráfico 3 : Porcentaje del color remanente en función de la concentración

del ión ferroso, para el azul de metileno

Gráfico 4 : Porcentaje de color remanente en función del pH, para el

anaranjado de metilo

71



Gráfico 5 : Porcentaje de color remanente en función de la concentra-

ción del peróxido de hidrógeno, para el anaranjado de metilo

Gráfico 6 : Porcentaje del color remanente en función de la concentra-

ción del ión ferroso, para el anaranjado de metilo

DISCUSIÓN DE RESULTADOS

A continuación se comentan los resultados obtenidos para

los dos colorantes evaluados.

a. Azul de metileno

EnlaTabla1yGráfico1seobservaqueapHmayora5

el proceso no funciona, ello puede deberse a que el Fe(II)

sóloseencuentradisponibleapHmuyácidos,verGráfi-

co 7, por tanto no se pueden realizar las reacciones(1) y

(2) y si éste se oxidara a Fe(III) para realizar la reacción (3),

tampoco estaría disponible por la formación del hidróxi-

do correspondiente, ver Gráfico 7; por tanto la acción

catalizadora se elimina, de allí que se concluyeque el pH

óptimo es 3.

DelaTabla2yGráfico2,severificaqueelvaloróptimo

de concentración de H2O2 es 240 ppm, la razón que ex-

plicaría por quéla eficiencia disminuye a valores más al-

tos de H2O2 podría deberse a que el agua oxigenada su-

fre una desproporción, según la reacción (4), y por ende

la concentración de agua oxigenada disponible bajaría.

H2O

2H

2O � ½ O

2(4)

En laTabla3yGráfico3,apreciamosqueaparentemente

los mejores valores se encuentran entre una concentración

de 10 a 30 ppm Fe(II), pero se realizó otro experimento

donde se dejó 4 h en estos recipientes y se observó que el

colorante con 5 ppm de Fe(II) se encontraba totalmente in-

coloro y sin precipitado, en cambio los que tenían entre 10

y 25 ppm de Fe(II), se encontraban incoloros pero con un

poco de precipitado de color azul, mientras que los que te-

nían entre 30 a 50 ppm Fe(II) estaban igualmente incoloros

pero con precipitado marrón amarillento, ver Figura 1, ello

se debe a que el hierro (II) se oxidó a hierro (III) y precipitó

como hidróxido de hierro (III)que es de color amarillo, ver

Gráfico7,peroquedebidoa laconcentraciónseobserva

más oscuro, en cambio el precipitado azul se debe a que

además de haber precipitado el hidróxido férrico, éste ad-

sorbió colorante y de allí la tonalidad adquirida. Por tanto a

menores concentraciones, el hierro (II) no precipita.

Gráfico 7 : Diagrama de Pourbaix para el hierro[3]

Figura 1 : Color final después de 4 h para el azul de metileno, a diferentes

concentraciones del ión ferroso

5 10 15 20 25

72



b. Anaranjado de metilo:

EnlaTabla4yGráfico4seobservaqueapHmayora5el

proceso no funciona, ello es debido, al igual que para el

azul de metileno, que el Fe(II) sólo se encentra disponible

apHmuyácidos,verGráfico7.ElpHóptimoparaéste

colorantees2,peroenlaGráfica4tambiénapreciamos

que la cinética de degradación sigue la misma tendencia

que a pH = 3.

En la Tabla 5 y Gráfico 5, observamos que, al igual que

en la evaluación anterior, la concentración de peróxido

de hidrógeno óptima es de 240 ppm, pero en esta opor-

tunidad cuando se eleva la concentración de agente

oxidante, este no baja mucho su eficiencia, por lo que la

reacción (4), no se encuentra muy favorecida con éste co-

lorante.

EnlaTabla6yGráfico6,seapreciaquea25ppmFe(II)se

obtienen los mejores valores, pero como se observa en

la figura 2, entre 15 y 25 ppm Fe(II), la tonalidad de éstos

es baja y se forma un precipitado amarillo. Por tanto el

óptimo sería a 15 ppm Fe(II).

Figura 2 : Color inicial y final para el anaranjado de metilo a diferentes

concentraciones de hierro (II)

CONCLUSIONES

- Usando el azul de metileno a concentraciones de 50 ppm,

las condiciones óptimas para la decoloración fueron :pH

igual a 3, 240 ppm de peróxido de hidrógeno y 5 ppm de

ión ferroso. El tiempo necesario para la decoloración fue

de 25 min.

- Usando el anaranjado de metilo a concentraciones de 100

ppm, las condiciones óptimas para la decoloración fueron

:pH igual a 3, 240 ppm de peróxido de hidrógeno y 15 ppm

de ión ferroso.El tiempo necesario para la decoloración fue

de 10 min.

- Se logró el objetivo del trabajo que era la decoloración de

los colorantes estudiados por el método Fenton.

RECOMENDACIONES

Se recomienda un análisis por espectroscopia infrarroja para

identificar cuáles son los productos de reacción.

REFERENCIAS

[1] Milena,S.;Aguliar,J.;Guillermo,L.,“Tratamientodecon-

taminantes orgánicos por foto fenton con luz artificial”,

Revista de Ingenierías Universidad de Medellín, Vol.8,

N°15, 53-62 (2009).

[2] MartinezE.C.–LopezG.D., “Tratamientoquímicoconta-

minantes orgánicos- El proceso Fenton”, Revista de Inge-

nerias de Universidad Tecnológica Nacional.

[3] Outokumpu. [programa de computadora]. HSC Chemis-

try 7.1; 2010.

ACERCA DE LOS AUTORES

Adriana Paola Barja Obando

Practicante en la especialidad de procesos químicos y metalúr-

gicos del instituto superior tecnológico Tecsup de Lima (2012).

Practicas realizadas en el laboratorio de análisis instrumental

de Tecsup, investigando degradación de los efluentes colorea-

dos utilizando el método Fenton.

Hernán Zapata Gamarra

Ingeniero químico de la universidad nacional de Trujillo, con

estudios de maestría en la pontificia universidad católica del

Perú. Amplia experiencia en tratamientos y análisis de efluen-

tes, expositor de diversos eventos nacionales, miembro del Co-

legio de Ingenieros del Perú, así como de la Sociedad Química

del Perú. Actualmente docente en el departamento de proce-

sos químicos y metalúrgicos, Tecsup 1, en las áreas de química

analítica ambiental e ingeniería ambiental.



73


José Rojas, Xxxxxx


Victoria Larco, Tecsup

Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La

Libertad (Perú)Four Doses of Nitrogen Effect on the Yield of

Artichoke Ratoon (Cynara scolymus L.) var. Lorca in Moche, La Libertad (Perú)

Resumen

Este trabajo determinó el efecto de cuatro dosis nitrogena-

das sobre el rendimiento de soca en alcachofa sin espinas

(Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad. Se

realizó en un campo que inició la etapa de soca a los 161 días,

conducido bajo riego por gravedad. La cosecha se realizó en-

tre el 2 de Noviembre del 2006 y el 9 de Enero del 2007.

Se empleó un diseño experimental de bloques completos al

azar, con cuatro tratamientos, un testigo y cuatro repeticio-

nes de cada uno, que fueron los siguientes: el tratamiento

testigo (t0) no tuvo fertilización; t

1, t

2, t

3, t

4, con 30, 60, 90 y

120 unidades de N.ha-1 respectivamente. Además se empleó

50 unidades de potasio en todos los tratamientos, excepto

el testigo. Se realizaron, el análisis de varianza y la prueba de

significación de Duncan, con un nivel de significancia de 5 %.

Los resultados mostraron que, durante el periodo total de co-

secha, los mayores rendimientos se obtuvieron con 90N (t3) y

120N (t4) con 3139.8 kg.ha-1 y 3005.9 kg.ha-1 respectivamente.

Asimismo, con estos tratamientos, se obtuvieron los mayores

rendimientos de materia prima aprovechable y de calidad

primera.

Abstract

This research determined the effect of four nitrogened doses

on the yield of artichoke ratoon (Cynara scolymus L.) cv. Lorca,

on a crop with 161 days, conducted under gravity irrigation.

The harvest started since November 2 of 2006 until January

9 of 2007.

It was employed an experimental design of randomed com-

plete blocks with four treatments, one witness and four repeti-

tions of each one, that were as follows: the witness treatment

0N.ha-1 (t0), 30 N.ha-1 (t

1), 60 N.ha-1 (t

2), 90 N.ha-1 (t

3) and 120

N.ha-1 (t4). Additionally, it was employed 50 units of potassium

for every treatment excepting the witness one. It was made a

variance analysis and the test of meaning of Duncan, with a sig-

nificance level of 5%.

Results showed that during the whole harvesting period, the

highest yields where obtained, being 90N (t3) and 120N (t

4) with

3139.8 kg.ha-1 and 3005.9 kg.ha-1 respectively. In like manner,

these treatments obtained the highest yields in useful raw ma-

terial weight and first quality inflorescences weight.

Palabras clave

Alcachofa, Lorca, Soca, Fertilización, Cosecha.

Key words

Artichoke, Lorca, Ratoon, Fertilization, Yield.

INTRODUCCIÓN

La superficie cosechada del cultivo de alcachofa en nuestro

país, viene creciendo en forma sustancial durante los últimos

años (principalmente en las Regiones de mayor producción

como La Libertad, Ancash, Ica y Junín), como respuesta a la de-

manda de este cultivo por parte de las empresas agroindustria-

les exportadoras y de los principales mercados internacionales

de consumo de esta hortaliza (Arredondo, 2007).

Las empresas productoras y exportadoras de alcachofa cuen-

tan en gran medida con el conocimiento de los requerimientos

74


LARCO, Victoria. “Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad (Perú)”

del cultivo para disminuir los costos de producción, optimi-

zar el uso de recursos y aplicar la certificación GLOBALGAP

para poder acceder a los mercados europeos. Unas de sus

prácticas comunes es la realización de campaña “soca” den-

tro de manejo del cultivo, con lo cual buscan asegurar una

materia prima de buena calidad y en lo posible, a bajo costo

por hectárea, y proveer a su fábricas todo el año. Dentro de

este manejo de soca, las experiencias diversas de agriculto-

res y empresas no dejan en claro si el uso de fertilizantes en

esta etapa es indiferente con su producción y calidad a entre-

gar, que al final les retribuye el precio a pagar.

Teniendo en cuenta esto, la investigación estuvo orientada a

determinar el efecto de la fertilización nitrogenada sobre el

rendimiento y calidad en soca de alcachofa (Cynara scolymus

L) var. Lorca en Moche, La Libertad.

FUNDAMENTOS

Según Donato (1993) el 41.8 % de materia verde de alcacho-

fa corresponde a las hojas. El ritmo de producción de masa

verde varía durante las diversas fases del ciclo vegetativo e

influencia directamente la absorción de los nutrientes. Asi-

mismo la absorción de nitrógeno y potasio por parte de las

hojas es de 40.6 y 31.1 % respectivamente y por parte de los

capítulos el 39.1 y 33.4% respectivamente. Estudios realiza-

dos por Magnifico y Lattanzio (1976) en el sur de Italia consi-

derando una población de 6900 pl.ha-1 concluyeron que en

una campaña fueron extraídos 286 kg.ha-1 de N, 19 kg.ha-1 de

P y 305 Kg.ha-1 de K.

Comúnmente en el cultivo de alcachofa después de una cam-

paña principal o “transplante” que dura aproximadamente

200 días le continúa una campaña denominada “soca”. Ésta

consiste en realizar un chapodo o corte de la planta madre

para hacer producir los hijuelos basales que quedan después

del corte. Esta campaña tiene una duración aproximada de

60 días y se pretende en todo momento costos de produc-

ción mínimos y rendimientos de 5-12 t.ha-1 (Villegas, 2007).

La práctica de soca es valiosa por varios motivos: permite ob-

tener al menos 15% de cosecha adicional por año; se obtiene

una alcachofa de buena calidad pues se renuevan las plantas;

tiene un bajo costo de producción por kilo; permite ingresar

alcachofa a las plantas de procesamiento en épocas en las

cuales normalmente no habría producto, lo cual aligera los

costos fijos de las fábricas; su buena calidad y bajo costo la

convierten en buen negocio para el agricultor; las plantas de

procesamiento obtienen uen precio por sus conservas pues

están fuera del pico de oferta (Ramírez, 2008).

La soca en el Perú es beneficiosa desde el punto de vista de lo-

grar una mayor rentabilidad de la explotación agrícola, ya que

mediante esta técnica se obtiene un ingreso marginal al culti-

vo, sobretodo cuando los transplantes iniciales se han hecho

al fin del verano. La realización de soca se debe ver desde un

punto de vista económico, es decir evaluar el costo beneficio

y la oportunidad (considerando al mercado y las condiciones

climáticas), los inconvenientes técnicos de su manejo pueden

superarse con un buen planeamiento agrícola. Una de éstos

es la fertilización, porque lo que se necesita es promover un

desarrollo violento del follaje, ya que el sistema radicular está

totalmente desarrollado. El momento de fertilización debe ser

inmediato al chapodo. El tipo de fertilizante, dependiendo del

suelo, debe ser en lo posible una fuente de alta solubilidad y

disponibilidad. (Lucchetti, 2008).

METODOLOGÍA

Lugar y fecha del experimento:

El trabajo de investigación se realizó en el Turno A3, lote A del

fundo “El Golf” de la Empresa Sociedad Agrícola Virú S.A., si-

tuado en el Km. 562 de la Panamericana Norte, provincia de

Trujillo, departamento de La Libertad. A 79°01’09” de longitud

oeste, 8°08’08” de latitud sur y una altitud de 13.7 m.s.n.m. Fue

desarrollado durante los meses de octubre del 2006 a enero

del 2007.

Características del Área Experimental:

a. Clima:

Durante el periodo en que se desarrolló el trabajo (Noviem-

bre 2006- Enero 2007) se obtuvo la mayor temperatura en

el mes de Enero, con una máxima de 29.1 ºC y una mínima

de 20.4 ºC y la menor temperatura registrada fue en el mes

de Octubre con una máxima de 23 ºC y una mínima de 16.5

ºC. La evaporación en tanque alcanzó su máximo registro

en el mes de Enero con 5.3 mm.día-1 y la mínima en Octu-

bre con 3.8 mm. día-1.

b. Suelo

La clase textural del suelo correspondió a un suelo franco

con pH 8, clasificado como un suelo moderadamente al-

calino según LASPAF (Laboratorio de Análisis de Suelos,

Plantas, Aguas y Fertilizantes de la Universidad Agraria La

Molina - 2006). Maroto (1995) afirma que la alcachofa es un

cultivo resistente a la salinidad y presenta adaptabilidad a

suelos ligeramente alcalinos. La conductividad eléctrica del

75



suelo fue de 2.69 dS.m-1, interpretándose como ligera-

mente salino.

c. Características del Cultivo:

El cultivo de alcachofa (Cynara scolymus L.) variedad Lor-

ca, fue instalada por transplante el 19 de abril del 2006,

conducido bajo el sistema de riego por gravedad, con

un distanciamiento entre surcos 1.6 m. y entre plantas

0.60m., haciendo una densidad aproximada de 10416

planta.ha-1. Durante esta campaña de “transplante” se

realizó una fertilización por hectárea con 426 unidades

de N, 227 unidades de P2O5, 445 unidades de K2O, 100

unidades de CaO y 15 unidades de Mg, las cuales se frac-

cionaron en 6 aplicaciones de forma puyada. El consumo

total de agua para esta etapa superó los 22 000 metros

cúbicos por hectárea.

La etapa de soca se inició a los 161 días de cultivo, cuan-

do se realizó el chapodo de la parte foliar el 27 de sep-

tiembre del 2006. Durante este periodo el consumo de

agua fue de aproximadamente 12000 metros cúbicos

por hectárea, por la reducción del ciclo del cultivo.

DISEÑO EXPERIMENTAL:

Se empleó el diseño experimental de bloques completos al

azar con 5 tratamientos y 4 repeticiones.

Los tratamientos fueron:

Clave Descripción

t0 : 0 unidades de N. ha-1 (Testigo)

t1 : 30 unidades de N. ha-1




Cada parcela o unidad experimental consistió de cinco sur-

cos, haciendo un total de veinticinco surcos por bloque, cuya

área fue de 640 m2.

El área total del campo experimental fue de 4000m2.

Actividades previas a la aplicación de los tratamientos:

1. Chapodo:

El chapodo es la labor de eliminación de la planta “ma-

dre” para dar paso a los hijuelos, que ya deben estar pre-

sentes. Esta labor se realizó a machete, dejando al mo-

mento del corte un tocón a aproximadamente 10 cm. del

suelo.

2. Delimitación del área experimental:

Se determinó previamente el tamaño de los bloques y los

tratamientos según el diseño experimental; se procedió a

medirlos, marcarlos e identificarlos mediante banderines

según el tratamiento correspondiente; se dejó 12 metros

entre bloques para evitar alguna influencia del arrastre de

fertilizantes por el riego.

Ejecución de los tratamientos:

Los tratamientos se ejecutaron una semana después del

chapodo, dando tiempo para que la población de hijuelos

se uniformice. Se distribuyó la cantidad en kilos de ferti-

lizantes correspondiente a las unidades para cada trata-

miento, excepto el testigo y su aplicación fue en forma de

puyado. Los fertilizantes usados fueron Cloruro de potasio

y Urea.

Actividades posteriores a la aplicación de los tratamientos:

1. Control Fitosanitario

En cuanto a plagas el problema principal fue el ataque de

gusanos (Heliothis virescens y Spodoptera sp.) que per-

judican directamente a los capítulos; estos problemas se

controlaron con el uso de un insecticida en una aplicación

dirigida con una mochila a palanca.

2. Riego

El riego fue por gravedad. Después del chapodo la frecuen-

cia fue interdiaria mientras que durante la cosecha fueron

diarios.

Inmediatamente realizada la fertilización se realizó un rie-

go ligero.

3. Cosecha

La cosecha se inició 15 días después de la aplicación de los

tratamientos. Esta labor se realizó en forma manual usando

un cuchillo para cortar las inflorescencia (capítulos) del diá-

metro especificado previamente, y luego se depositaban

en las canastas cosecheras de uso en el fundo. El intervalo

de cosecha fue de 3 días y la duración total de la cosecha en

soca fue de 68 días.

76



Evaluaciones

Evaluación de la cosecha:

Se evaluaron todos los capítulos producidos durante el pe-

riodo total de cosecha considerando para ello sólo los dos

surcos centrales de cada unidad experimental.

Características evaluadas:

1. Rendimiento en peso

Se pesaron todos los capítulos producidos en cada uni-

dad experimental, empleando una balanza de 5 Kg. de

capacidad y 10 g de precisión. Se expresó en kilogramos

por hectárea de: capítulos totales, capítulos aprovecha-

bles (es decir sin descarte) y capítulos según calidades.

La clasificación por calidades de todos los capítulos pro-

cedentes de cada unidad experimental se basó en las

normas de calidad de la Empresa Sociedad Agrícola Virú

S.A. (S.A.V.S.A.).

RESULTADOS

Rendimiento en peso durante el perio-do total de cosecha:

1. Peso total de capítulos:

El análisis de varianza del variable peso del total de ca-

pítulos cosechados mostró diferencia estadística para la

fuente de variación tratamientos. Realizadas las pruebas

de significación de Rango Múltiple de Duncan con un α =

0.05 para la variable peso total de capítulos, se presentan

dos tratamientos estadísticamente superiores frente al

tratamiento testigo, sin diferencias estadísticas entre sí:

el t3 (90 N) con 3139.8 kg.ha-1 y el t

4 (120 N) con 3005.9

kg.ha-1

Figura 1. Promedios de peso total de capítulos (kg.ha-1) en alcachofa

soca bajo dosis crecientes de nitrógeno. Fundo El Golf, 2007.

(1) Promedios unidos por una misma letra son estadísticamen-

te iguales

2. Peso de capítulos aprovechables:

El análisis de varianza de la variable peso total de capítulos

aprovechables mostró diferencia estadística para la fuente

de variación tratamientos.

Realizadas las pruebas de significación de Rango múlti-

ple de Duncan con un α = 0.05 para la variable peso total

de capítulos aprovechables nuevamente presentan dos

tratamientos estadísticamente superiores al tratamiento

testigo, sin diferencias estadísticas entre sí: t3 (90 N) con

2960.91 kg.ha-1 y t4 (120 N) con 2861.07 kg.ha-1.

Figura Nº 2. Promedios de peso total de capítulos aprovechables

(kg.ha-1) en alcachofa soca bajo dosis crecientes de nitrógeno.

Fundo El Golf, 2007


te iguales.

3. Peso de capítulos de primera:

El análisis de varianza del variable peso del total de capítu-

los de primera mostró diferencia estadística para la fuente

de variación tratamientos.

Las pruebas de significación de Rango múltiple de Duncan

con un α = 0.05 para esta variable nuevamente presenta

a los tratamientos citados anteriormente como estadísti-

camente superiores al tratamiento testigo: (90 N) 2595.1

kg.ha-1 y (120 N) 2484.3 kg.ha-1.


te iguale

77



Figura Nº 3. Promedios de peso total de capítulos de calidad primera

(kg.ha-1) en alcachofa soca bajo dosis crecientes de nitrógeno.

Fundo El Golf, 2007

4. Peso de capítulos de segunda:

El análisis de varianza del variable peso del total de capí-

tulos de segunda no muestra diferencia estadística para

la fuente de variación tratamientos.

Asimismo las pruebas de significación de Rango múltiple

de Duncan con un α = 0.05 para esta variable tampoco

presenta diferencias estadísticas entre tratamientos.

5. Peso de capítulos de descarte:

El análisis de varianza del variable peso del total de capí-

tulos de descarte no muestra diferencia estadística para

la fuente de variación tratamientos. De la misma forma

las pruebas de significación de Rango múltiple de Dun-

can con un α = 0.05 para esta variable tampoco presenta

diferencias estadísticas.

Se puede apreciar en los cuadros mostrados que, los tra-

tamientos 3 y 4 con 90 N y 120N, fueron los más indica-

dos para obtener los más altos rendimientos, los cuales

fueron 3139.8 kg.ha-1 y 3005.9 kg.ha-1, respectivamente.

Cabe señalar que tanto el nitrógeno como el potasio son

nutrientes altamente extraídos por los cultivos, por lo

cual su aporte balanceado es el preámbulo de plantas vi-

gorosas y de alta producción. La fertilización realizada en

la etapa transplante y la de soca, permitirá una oportuna

traslocación y almacenamiento de proteínas y carbohi-

dratos en el área radicular como lo afirma Wild (1992),

para que posteriormente puedan ser empleados en la

emisión continua de capítulos.

El uso de dosis altas de nitrógeno: 90 y 120 unidades

junto con las 50 de potasio, se reflejan en el mayor ren-

dimiento de materia prima aprovechable y capítulos de

calidad primera, favoreciendo una buena formación de és-

tos (compactación y peso).

La duración de la cosecha está influenciada por condicio-

nes favorables de manejo y clima y puede llegar a 3 meses;

en este caso tuvo una duración de 68 días. El aumento del

porcentaje de calidad segunda y descarte están influencia-

dos por el clima y la senescencia de la planta, más que por

una fertilización inadecuada. Es así que, debido a tempe-

raturas altas o estrés hídrico durante la cosecha trae como

consecuencia la aparición de ombligo o fofo en los capítu-

los (calidad segunda) o de un incremento del porcentaje de

violáceo (descarte).

Los rendimientos por hectárea obtenidos estuvieron den-

tro del promedio en soca de otras zonas de producción de

la misma empresa, como Barranca y Santa, donde se ob-

tuvieron entre 2 000 a 3000 kg.ha-1. El Fundo donde se

realizó el trabajo, presentó una de las mejores en produc-

ciones en esa campaña, a pesar que fue menor a la de años

anteriores.

CONCLUSIONES

Durante el periodo total de cosecha, los mayores rendimientos

se obtuvieron con los tratamientos 90N y 120N, siendo éstos

3139.8 kg.ha-1 y 3005.9 kg.ha-1 respectivamente, sin diferen-

cias estadísticas entre sí.

El mayor rendimiento de materia prima aprovechable, es de-

cir sin descarte, durante la totalidad de cosecha se presentó

en los tratamientos 90N y 120N con 2960.91 kg.ha-1 y 2861.07

kg.ha-1. respectivamente, sin diferencias estadísticas entre sí.

En el rendimiento por calidades durante el periodo total de

cosecha, sólo hubieron diferencias significativas en la Calidad

Primera, los tratamientos que obtuvieron mayores rendimien-

tos en esta calidad fueron: 90 N con 2595.1 kg.ha-1 y 120 N con

2484.3 kg.ha-1., sin diferencias estadísticas entre sí.

REFERENCIAS

[1] Arredondo, S. 2007. Demanda de Alcachofa. Recuperado

de:

http://www.monografias.com/trabajos58/demanda-al-

cachofa/demanda-alcachofa2.shtml---MONOGRAFIA

[2] Donato, P.; Evaristo, M. y Pessoa, M. 1993. Nutrición y

Abonamiento de Hortalizas. Asociación Brasileira para la

Pesquisa da Potassa e do Fosfato. Sao Paulo. Brasil.

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[3] Lucchetti, L. 2008. Experiencias personales sobre el ma-

nejo agronómico del cultivo de alcachofa. (Comunica-

ción personal).

[4] Maroto, J., 1995. El Cultivo de la Alcachofa. Valencia, Es-

paña. Instituto Valenciano de Investigaciones Agrarias.

[5] Ramírez, R. 2008. Experiencias personales sobre el ma-

nejo agronómico del cultivo de alcachofa. Sociedad

Agrícola Virú S.A. Virú, Perú.

[6] Villegas, O. 2007. Experiencias personales sobre el ma-

nejo agronómico del cultivo de alcachofa. Sociedad

Agrícola Virú S.A. Virú, Perú. (Comunicación personal).

[7] Wild, A. ,1992. Condiciones del suelo y crecimiento de

las plantas según Russell. (pp 32, 34, 88-94, 132). Ma-

drid, España. Ediciones Mundi-Prensa.

ACERCA DE LA AUTORA

Victoria Larco Aguilar. Ingeniera agrónoma egresada de la

Universidad Nacional de Trujillo. Se ha desempeñado en el

área de sanidad vegetal y producción de cultivos de agroex-

portación. Actualmente culmina una maestría en Manejo In-

tegrado de Plagas en la Universidad Agraria La Molina y se

desempeña como docente del Área de Tecnología Agrícola

en Tecsup Trujillo.




Publicación Semestral Tecsup se reserva todos los derechos legales de reproducción del contenido, sin embargo autoriza la reproducción total o parcial para fines didácticos, siempre y cuando se cite la fuente.

Editor en Jefe:Alberto Bejarano, Tecsup

Comité editorial:Aurelio Arbildo, InducontrolGuillermo Barcelli, 2E IngenierosJorge Bastante, TecsupElena Flores, Cementos PacasmayoHernán Montes, UtecRicardo Ruiz, TecsupJack Vainstein, Vainstein Ingenieros

Coordinadora:Mayra Pinedo

Colaboradores:Adriana BarjaJuan Carlos HerediaVictoria LarcoJosé LazarteMaría Teresa MendozaRodrigo PereaMario SurcoCésar VeraHernán Zapata

Corrector de estilo:Juan Manuel Chávez

Diseño y diagramación:OT Marketing Publicitario

Impresión:Tarea Asociación Gráfica EducativaPasaje María Auxliadora 156 – 164Lima 5, Perú

Hecho el depósito legal en la Biblioteca Nacional del Perú: 2007-04706

TecsupArequipa: Urb. Monterrey Lote D-8 José Luis Bustamante y Rivero. Arequipa, Perú


Trujillo: Vía de Evitamiento s/n Víctor Larco Herrera. Trujillo, Perú

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• Elartículodebedividirseen:

– Introducción:Explicarelproblemageneral;Definirelproblemainvestigado;Definirlosobjetivosdelestudio;Interesar al lector en conocer el resto del artículo.

– Fundamentos: Presentarlosantecedentesquefundamentanelestudio(revisiónbibliográfica);Describireles-tudio de la investigación incluyendo premisas y limitaciones.

– Metodología:Explicacómosellevóalaprácticaeltrabajo,justificandolaeleccióndeprocedimientosytécnicas.

– Resultados:Resumirlacontribucióndelautor;Presentarlainformaciónpertinentealosobjetivosdelestudioenformacomprensibleycoherente;Mencionartodosloshallazgosrelevantes,inclusoaquelloscontrariosalahipótesis.

– Conclusiones:Inferirodeducirunaverdaddeotrasqueseadmiten,demuestranopresupone;Responderala(s)pregunta(s) de investigación planteadas en la introducción y a las interrogantes que condujeron a la realización de la investigación.

– Referencias:TrabajarlasreferenciasbajoelformatodelAmericanPsychologicalAssociation(APA)

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Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN .... Alberto Ríos

Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales .................................................... ...................................................................................................................................................................................... Mario Surco

Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken ......................................................................Rodrigo Perea

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Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos ...................................................................................................................................................................César Vera

Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados .................................................................. .......................................................................................................................................Adriana Barja / Hernán Zapata

Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin Espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad ..................... Victoria Larco

ISSN 1996-7551

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