DETERMINACIÓN DE PÉRDIDAS EN UN generador electrico

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PROYECTO DE GRADO 
 
 
 
 
DETERMINACIÓN DE PÉRDIDAS EN UN 
GENERADOR ELÉCTRICO POR EL MÉTODO 
CALORIMÉTRICO 
 
AUTOR: 
ANDRÉS MONTOLIU D’ESCRIVÁN 
 
 
ASESOR: 
Ph.D ÁLVARO PINILLA SEPÚLVEDA 
 
 
DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA MECÁNICA 
FACULTAD DE INGENIERÍA 
JUNIO DE 2018 
 
AGRADECIMIENTOS 
 
A mi familia por su apoyo incondicional. 
 
Al profesor Álvaro Pinilla por su apoyo durante el proyecto, su ayuda 
fue muy importante para el desarrollo y culminación del proyecto. 
 
ÍNDICE GENERAL 
1. INTRODUCCIÓN ........................................................................................................ 5 
2. OBJETIVOS ............................................................................................................... 6 
2.1 OBJETIVO GENERAL ......................................................................................... 6 
2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS ................................................................................ 6 
3. ANTECEDENTES ....................................................................................................... 7 
4. MARCO TEÓRICO ................................................................................................... 10 
4.1 TURBOMAQUINARIA ....................................................................................... 10 
4.2 GENERADORES ELÉCTRICOS ....................................................................... 12 
4.3 GENERACIÓN HIDROELÉCTRICA .................................................................. 14 
4.4 CALORIMETRÍA ................................................................................................ 14 
4.5 TRANSFERENCIA DE CALOR ......................................................................... 15 
4.5.1 CONDUCCIÓN ........................................................................................... 15 
4.5.2 CONVECCIÓN ........................................................................................... 15 
4.5.3 RADIACIÓN................................................................................................ 16 
4.6 NORMAS ........................................................................................................... 16 
4.6.1 IEEE 113: TEST PROCEDURES FOR DIRECT CURRENT MACHINES ... 16 
4.7 CÁLCULO DE INCERTIDUMBRES ................................................................... 17 
5. MONTAJE EXPERIMENTAL .................................................................................... 19 
5.1 BOMBA DE ALIMENTACIÓN ............................................................................ 19 
5.2 BOMBA-TURBINA ............................................................................................. 21 
5.3 GENERADOR ................................................................................................... 22 
5.4 SISTEMA DE REFRIGERACIÓN ...................................................................... 23 
5.5 INSTRUMENTOS DE MEDICIÓN ..................................................................... 26 
5.5.1 POTENCIA HIDRÁULICA ........................................................................... 27 
5.5.2 POTENCIA MECÁNICA ............................................................................. 27 
5.5.3 POTENCIA ELÉCTRICA ............................................................................ 29 
5.5.4 PÉRDIDAS CALORIMÉTRICAS ................................................................. 29 
6. PRUEBAS DE DESEMPEÑO DE SISTEMA TURBINA-GENERADOR .................... 31 
7. RESULTADOS EXPERIMENTALES CON MÉTODO CALORIMÉTRICO ................. 33 
8. CONCLUSIONES ..................................................................................................... 36 
9. RECOMENDACIONES ............................................................................................. 37 
10. REFERENCIAS ........................................................................................................ 38 
 
 
 
 
 
Figura 1. Superficies de referencia de IEC-6003-2-2 [1]. ................................................... 7 
Figura 2. Imágenes termográficas de tuberías de lubricante de cojinete y de cubierta 
superior del generador ....................................................................................................... 8 
Figura 3. Esquema del montaje de banco de pruebas calorimétrico [3]. ............................ 8 
Figura 4. Motor y serpentín de la fuente [4]. ....................................................................... 9 
Figura 5. La bomba rotodinámica como caja negra. Tomado de [6] ................................. 10 
Figura 6. Diagrama de Cordier ......................................................................................... 11 
Figura 7. Vista de corte de una bomba centrífuga típica [7]. ............................................ 12 
Figura 8. Componentes principales de un motor eléctrico DC (motor analizado en 
laboratorio del curso sistemas de conversión de energía) ............................................... 13 
Figura 9. Clasificación de Motores y Generadores eléctricos ........................................... 13 
Figura 10. Esquema de conversión de energía de una instalación hidroeléctrica [9]. ...... 14 
Figura 11. Calor específico del agua en función de la temperatura [10]. .......................... 15 
Figura 12. Mecanismos de conducción de calor en las diferentes fases de una sustancia 
[10] .................................................................................................................................. 15 
Figura 13. Caída de voltaje según tipo de escobillas [11] ................................................ 17 
Figura 14. Constante k según tipo de escobilla ................................................................ 17 
Figura 15. Montaje experimental instrumentación organizada por tipo de energía medida
 ........................................................................................................................................ 19 
Figura 16. Bomba de alimentación ................................................................................... 20 
Figura 17. Curva de cabeza contra caudal de la bomba de alimentación ......................... 20 
Figura 18. Factor de potencia y potencia contra caudal de la bomba de alimentación ..... 20 
Figura 19. Curva de eficiencia global contra caudal de la bomba de alimentación ........... 21 
Figura 20. Bomba-turbina ................................................................................................ 21 
Figura 21. Curva de desempeño de bomba HF5BM operando como bomba [12] ............ 21 
Figura 22. Generador eléctrico ........................................................................................ 22 
Figura 23. Curvas de desempeño del generador dadas por el fabricante [13]................. 22 
Figura 24. Características del generador eléctrico [13] .................................................... 23 
Figura 25. Curva de presión a la descarga y potencia eléctrica consumida contra caudal 
entregado de la bomba de refrigeración........................................................................... 24 
Figura 26. Caudal entregado contra número de vueltas de la válvula .............................. 24 
Figura 27. Curva de caudal entregado y potencia eléctrica consumida contra voltaje de 
alimentación .................................................................................................................... 25 
Figura 28. Serpentín durante su fabricación .................................................................... 25 
Figura 29. Ensamble serpentín y generador .................................................................... 26 
Figura 30. Montaje experimental ...................................................................................... 26 
Figura 31. Montaje para la caracterización estáticadel torquímetro OMEGA TQ501-100 28 
Figura 32. Brazo del montaje para caracterización del montaje ....................................... 28 
Figura 33. Momento par en función de voltaje de salida del torquímetro ......................... 28 
Figura 34. Montaje para medición del caudal de operación de bomba de refrigeración ... 29 
Figura 35. Curva de temperatura de termocupla con MAX6675 ....................................... 30 
Figura 36. Montaje para verificación de curva de termocupla .......................................... 30 
Figura 37. Eficiencia del conjunto contra caudal .............................................................. 31 
Figura 38. Temperatura superficial del generador contra potencia eléctrica generada ..... 32 
Figura 39. Resultados de potencia mecánica para los tres métodos analizados .............. 33 
Figura 40. Cálculo de eficiencia del generador eléctrico para los tres métodos analizados
 ........................................................................................................................................ 34 
1. INTRODUCCIÓN 
La eficiencia de un generador eléctrico es la relación entre la potencia eléctrica de salida y 
la potencia mecánica de entrada. Según los métodos estándar especificados en normas se 
puede determinar la eficiencia por métodos directos e indirectos. Directo o indirecto se 
refiere a la manera en que se obtiene la potencia mecánica de entrada en el eje del 
generador. La potencia eléctrica en rara ocasión presenta dificultades para ser medida 
directamente. 
Al utilizar métodos directos la potencia mecánica es obtenida directamente, midiendo 
momento par de torsión y velocidad angular en el eje. Mientras que por métodos indirectos 
la potencia mecánica es calculada a partir de la suma entre las pérdidas totales del 
generador y la potencia eléctrica. Existen varios métodos descritos en las normas IEEE 115 
y la IEC 60034-2, entre ellos: el método de accionamiento externo, método de retardación 
y el método calorimétrico (transferencia de calor) [1]. 
 El método de accionamiento externo consiste en acoplar el generador a un motor 
calibrado el cual cumplirá la función de proveer la potencia mecánica de entrada. En 
este método se mide la potencia mecánica y eléctrica directamente para luego 
relacionar las pérdidas con sus respectivas condiciones de operación. 
 El método de retardación se basa en la relación entre la tasa de desaceleración 
entre la masa rotante, su peso y radio de giro, y la pérdida energética 
desacelerándola. 
 El método calorimétrico puede ser utilizado en sistemas que cuenten con 
enfriamiento por agua, y se basa en la suposición de que las pérdidas del generador 
son iguales al calor absorbido por el sistema de refrigeración más las pérdidas por 
convección y radiación. La norma IEEE 115 propone las siguientes ecuaciones para 
determinar dichas pérdidas [2]: 
𝑃𝑟𝑒𝑓𝑟𝑖𝑔𝑒𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒 = �̇�𝐶𝑝(𝑇𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 − 𝑇𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎) 
𝑃𝑟𝑎𝑑,𝑐𝑜𝑛𝑣 = 0.008(𝑇𝑠𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒 − 𝑇𝑎𝑚𝑏𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒) 
�̇� → 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚á𝑠𝑖𝑐𝑜 (
𝑘𝑔
𝑠
) 
𝐶𝑝 → 𝐶𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑔𝑢𝑎 4182
𝑘𝐽
𝑘𝑔°𝐶
 
𝑇𝑋 → 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑟𝑒𝑓𝑟𝑖𝑔𝑒𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒 (°𝐶) 
 
El método calorimétrico cobra mayor utilidad para máquinas en las que no se puede 
colocar fácilmente instrumentos para medir momento par de torsión en el eje. Por 
ejemplo, en generadores eléctricos de gran tamaño por la dificultad de encontrar un 
torquímetro que se acomode al diámetro del eje, para bombas mono-bloque (es 
decir que el eje no sea accesible) o en general para motores y generadores que ya 
estén instalados en fábrica y no se pueda modificar el montaje para colocar un 
torquímetro. 
 
 
2. OBJETIVOS 
2.1 OBJETIVO GENERAL 
Determinar las pérdidas y eficiencia de un generador eléctrico utilizando el método 
calorimétrico. 
2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS 
 Diseñar e implementar de un sistema de mediciones calorimétricas (refrigeración) 
para el generador eléctrico del banco de bomba turbina del laboratorio de fluidos 
de la Universidad de los Andes. 
 Seleccionar e implementar la instrumentación necesaria para medir las perdidas 
calorimétricas 
 Comparar resultados para la potencia mecánica y eficiencia del generador para el 
método de medición directo, el método calorimétrico y la teoría. 
 
3. ANTECEDENTES 
El método calorimétrico ha sido utilizado en casos anteriores, tanto para generadores 
eléctricos de gran tamaño como para máquinas eléctricas de pequeño y mediano tamaño. 
A continuación algunos de los casos en los que se aplicó el método. 
En el artículo Mediciones de pérdidas de generador hidroeléctrico según IEEE 115 e IEC 
60034-2 [1], aplican el método calorimétrico a unidades de generación hidroeléctrica. En 
los cuales se considera las siguientes fuentes de pérdidas. 
 
 Pérdidas absorbidas por el sistema de refrigeración principal (radiadores de 
generador. 
 Pérdidas en cojinetes, absorbidos en su mayoría por el sistema de lubricación. 
 Perdidas por convección en las coberturas de la máquina. 
 Pérdidas en el eje, el calor que no es absorbido por el lubricante se conduce a través 
del eje 
 
Figura 1. Superficies de referencia de IEC-6003-2-2 [1]. 
A su vez presentan brevemente 2 casos de estudio de la central hidroeléctrica Manso y la 
pequeña central hidroeléctrica Poço Preto, en los cuales comparan los resultados obtenidos 
con los valores de pérdidas especificados por el fabricante del generador. Adicionalmente, 
plantean que el uso de termografías para analizar las temperaturas de los diversos sistemas 
de refrigeración y coberturas de la máquina reduce las horas-hombre necesarias para tomar 
los datos necesarios para este tipo de análisis. 
 
 
 
Figura 2. Imágenes termográficas de tuberías de lubricante de cojinete y de cubierta superior del generador 
Por otro lado, en el artículo Diseño e Implementación de un Banco de Pruebas 
Calorimétricas para máquinas Eléctricas [3] se diseñó y fabricó un banco de pruebas para 
medir pérdidas calorimétricas en máquinas eléctricas de pequeño y mediano tamaño. Este 
montaje consiste en un recinto calorimétrico (asilamiento) y un sistema de refrigeración por 
agua (radiadores pequeños y ventiladores), ver esquema del montaje en la Figura 3. 
Adicionalmente, se realizan mediciones por el método directo para comparar. 
 
Figura 3. Esquema del montaje de banco de pruebas calorimétrico [3]. 
Adicionalmente, el artículo Construcción de un banco de pruebas calorimétrico para medir 
pérdidas en máquinas de inducción [4] presenta las pruebas de un sistema de mediciones 
calorimétricos en el cuál instalan un serpentín de tubería de cobre el cuál envuelve un motor 
de inducción, ver Figura 4. Es decir, la transferencia de calor entre a superficie del motor y 
el serpentín ocurre por el contacto entre ambas superficies. Se comparan los resultados 
obtenidos por el método calorimétrico con mediciones realizadas por el método directo. 
 
Figura 4. Motor y serpentín de la fuente [4]. 
 
 
 
 
 
4. MARCO TEÓRICO 
4.1 TURBOMAQUINARIA 
Las turbomáquinas son aquellas máquinas que modifican la energía de un fluido al alterar 
el patrón de rotación del mismo. Estas se clasifican en las que adicionan energía al fluido 
(bombas) y las que adicionan energía al fluido (turbinas). Adicionalmente, se hace la 
consideración que en las máquinas hidráulicas el cambio de energía en el fluido no es 
suficiente para modificar su densidad en su paso al interior de la máquina [5]. 
Las turbomáquinas de mayor uso y de mayor relevancia en el presente documento son las 
bombas rotodinámicas. Las bombas rotodinámicas se pueden analizar como “cajas negras” 
con un tamaño determinado en las cuales hay una potencia en el eje, entregada como un 
momento par de torsión a una determinada velocidad angular, el caudal que transita en la 
máquinay el cambio de energía por unidad de masa en el fluido [6]. 
 
Figura 5. La bomba rotodinámica como caja negra. Tomado de [6] 
Tomando la densidad del fluido (ρ), velocidad angular (ω), diámetro del rotor (D), 
aceleración de gravedad (g), energía por unidad de masa (gH), caudal (Q), potencia en el 
eje (W) y viscosidad del fluido (ν), se obtienen una serie de números adimensionales como 
los siguientes: 
𝐶𝐻 =
𝑔𝐻
𝜔2𝐷2
= 𝑐𝑡𝑒 
𝐶𝑄 =
𝑄
𝜔𝐷3
= 𝑐𝑡𝑒 
𝐶𝑃 =
𝑊
𝜌𝜔3𝐷5 
= 𝑐𝑡𝑒 
𝑅𝑒 =
𝜔𝐷2
𝑣
 
Con los números adimensionales presentados anteriormente, se puede predecir el 
comportamiento de una bomba para diferentes velocidades de operación y para una bomba 
de diferentes tamaños en función de los datos obtenidos de una bomba geométricamente 
proporcional [6]. 
Combinando los números adimensionales anteriores se obtienen nuevos números 
adimensionales que relacionan la descarga, cabeza, velocidad y diámetro de la bomba o 
turbina. Como lo son la velocidad específica y el diámetro especifico, las cuales se 
relacionan con el diagrama de Cordier (Figura 6). 
𝑁𝑎 = √𝜋√2
𝜔√𝑄
(𝑔𝐻)
3
4
 
∆=
𝜋
1
2
2
3
4
𝐷(𝑔ℎ)
1
4
√𝑄
 
 
Figura 6. Diagrama de Cordier 
La velocidad y diámetro específico combinadas con el uso del diagrama de Cordier son de 
gran utilidad para la selección del tipo y dimensionamiento de una bomba o turbina 
conociendo las condiciones de cabeza y caudal requeridos o disponibles en un sistema. 
 
Figura 7. Vista de corte de una bomba centrífuga típica [7]. 
En la Figura 7 se observa los elementos principales de una turbomáquina rotodinámica: 
rodete, carcasa, voluta y difusor. El fluido ingresa axialmente por el ojo de la bomba, pasa 
por los alabes del rodete, y sale tangencial y radialmente hacia la voluta, finalmente saliendo 
de la carcasa por el difusor. El fluido aumenta de presión y de velocidad al pasar por el 
rodete, pero finalmente al pasar por la voluta y el difusor disminuye su velocidad y aumenta 
la presión. 
Asumiendo flujo estable, la bomba aumenta la cabeza estática de la ecuación de Bernoulli 
entre el ojo y salida de la bomba. 
𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = (
𝑝
𝜌𝑔
+
𝑉2
2𝑔
+ 𝑧)
2
− (
𝑝
𝜌𝑔
+
𝑉2
2𝑔
+ 𝑧)
1
 
4.2 GENERADORES ELÉCTRICOS 
Los generadores eléctricos son elementos que transforman energía mecánica en energía 
eléctrica, la cual generalmente es entregada al sistema interconectado o para alimentar 
viviendas en las cuales no hay acceso a la energía eléctrica. El funcionamiento de estas 
máquinas se basa en la ley de Faraday y ley de Lorentz. La ley de Faraday establece que 
un cambio en la intensidad o dirección de un campo magnético en un área, induce una 
corriente eléctrica en la espira que rodea dicha área. 
∮ 𝐼𝑑𝑙 =
𝑑
𝑑𝑡
( ∫ �⃗� 𝑑𝐴
𝐴𝑓
𝐴𝑜
)
𝑙𝑓
𝑙𝑜
 
Donde "𝐼" es la corriente, "𝑙" la longitud del cable, “B” el campo magnético y “A” el área de 
la espira. La ley de Lorentz establece que un cable por el cual pasa una corriente al ser 
sometido a un campo magnético siente una fuerza proporcional a la corriente y campo 
magnético. Donde F es la fuerza sobre el cable. 
𝐹 = ∮ 𝐼𝑑𝑙
𝑙𝑓
𝑙𝑜
× �⃗� 
Por otro lado, un generador está compuesto principalmente por dos elementos: uno rotativo 
(rotor) y uno estático (estator), ver Figura 8. El rotor consiste en un eje que produce un 
campo magnético (ya sea con electro imanes o imanes permanentes). El estator está 
compuesto por bobinas de cable conectadas a la bornera del generador. La rotación del 
campo magnético en el tiempo del rotor induce una corriente y voltaje en el estator. Por otro 
lado, al haber corriente en el estator y un campo magnético en el rotor se induce una fuerza 
tangencial y por ende un torque que debe entregar el eje para mantener la rotación. 
 
Figura 8. Componentes principales de un motor eléctrico DC (motor analizado en laboratorio del curso 
sistemas de conversión de energía) 
Los generadores eléctricos se clasifican de la siguiente manera: 
 
Figura 9. Clasificación de Motores y Generadores eléctricos 
Un motor DC de imanes permanentes es un motor de corriente directa cuyos polos son 
imanes permanentes. Una de las ventajas de los motores y generadores de imanes 
permanentes es que no requieren de una excitación externa para inducir el campo 
magnético. Por esta razón, pueden ser más compactos que otros tipos de motores DC. Se 
encuentran motores de este tipo de hasta 10 hp, incluso se han construido de hasta 100 
hp. Sin embargo, se consiguen principalmente de baja potencia en los cuales no se justifica 
el costo de un circuito para el campo magnético. Sin embargo, los imanes permanentes no 
pueden producir una densidad de campo magnético como el que pueden entregar 
electroimanes excitados externamente. Por lo tanto, estos tendrán un torque inducido por 
ampere de corriente en el devanado de un motor shunt del mismo tamaño. En años 
recientes, se ha desarrollado distintos materiales magnéticos con características deseables 
para la fabricación de imanes permanentes. Los de mayor uso son los materiales 
magnéticos cerámicos (ferrita) y materiales raros de la tierra. Considerando que el flujo de 
campo magnético de los motores DC de imanes permanentes es constante, la única forma 
de controlar su velocidad es mediante el voltaje y resistencia del inducido [8]. 
4.3 GENERACIÓN HIDROELÉCTRICA 
Un sistema de generación hidroeléctrica cómo se observa en la Figura 10 consiste en la 
conducción de agua por una tubería, hasta una turbina hidráulica acoplada a un generador 
eléctrico. En una instalación de este tipo la energía hidráulica es convertida en energía 
mecánica por la turbina (entregad como un momento par de torsión a una velocidad angular) 
y a su vez la energía mecánica es transformada en energía eléctrica por el generador 
eléctrico. 
 
Figura 10. Esquema de conversión de energía de una instalación hidroeléctrica [9]. 
4.4 CALORIMETRÍA 
La calorimetría es la ciencia dedicada a la medición el calor producido por un proceso. En 
este caso, se utilizará para medir las perdidas calorimétricas de un generador eléctrico de 
corriente continua. El método calorimétrico no mide directamente el calor disipado por el 
generador. Sino que se coloca un sistema de refrigeración al generador de manera que el 
líquido refrigerante absorbe el calor y se mide el cambio de temperatura entre la entrada y 
la salida del sistema. Conociendo las temperaturas de entrada y de salida y el flujo másico 
de refrigerante se puede calcular la energía por unidad de tiempo absorbida por el fluido, 
con la siguiente expresión [4]: 
𝑃𝑐 = 𝜌𝑄(𝐶𝑝2𝑇2 − 𝐶𝑝2
𝑇1) 
 
Figura 11. Calor específico del agua en función de la temperatura [10]. 
4.5 TRANSFERENCIA DE CALOR 
El calor es una forma de energía que se transfiere debido a gradientes de temperatura, 
siempre transferida desde mayor temperatura a la menor temperatura. Este fenómeno 
ocurre por distintos mecanismos: conducción, convección y radiación [10]. 
4.5.1 CONDUCCIÓN 
La conducción es la transferencia de calor que ocurre entre las partículas con mayor nivel 
energético de una sustancia a las de menor nivel energético, este fenómeno ocurre en 
gases, líquidos y sólidos. En gases y líquidos ocurre por los choques e interacciones entre 
las partículas durante su movimiento aleatorio. En sólidos ocurre por las vibraciones de las 
moléculas en las redes y el flujo de electrones libres. 
 
Figura 12. Mecanismos de conducción de calor en las diferentes fases de una sustancia [10] 
La conducción en estado estacionario se puede modelar de la siguiente manera: 
�̇�𝑐𝑜𝑛𝑑 = −𝑘𝐴
𝑑𝑇
𝑑𝑥
 
4.5.2 CONVECCIÓN 
La convección es el mecanismo de transferencia de calor entre una superficie sólida y un 
fluido adyacente en movimiento, combinando los efectos de la conducción y el movimiento 
del fluido. La tasa de transferencia de calor por convección aumenta con la velocidad delfluido. Mientras que en ausencia de movimiento en el fluido la transferencia de calor se da 
4175
4180
4185
4190
4195
4200
4205
4210
4215
4220
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
C
a
lo
r 
e
s
p
e
c
íf
ic
o
 (
J
/k
g
.K
)
Temperatura (°C)
por conducción pura. La transferencia de calor por convección en estado estacionario se 
puede modelar de la siguiente manera: 
�̇�𝑐𝑜𝑛𝑣 = ℎ𝐴𝑠(𝑇𝑠 − 𝑇𝑖𝑛𝑓) 
El coeficiente de convección “h” depende de las propiedades del fluido y la velocidad del 
mismo [10]. 
4.5.3 RADIACIÓN 
La radiación es la energía emitida por un cuerpo en forma de ondas electromagnéticas. Por 
lo tanto, la radiación no requiere de un medio conductor del calor a diferencia de la 
conducción y la convección. Es decir, que la radiación no requiere de una interacción física 
entre los dos cuerpos involucrados en la transferencia de calor. La transferencia de calor 
por radiación se puede modelar con la siguiente ecuación: 
�̇�𝑒𝑚𝑖𝑡𝑖𝑑𝑜 = 𝜖𝜎𝐴𝑠𝑇𝑠
4 
4.6 NORMAS 
4.6.1 IEEE 113: TEST PROCEDURES FOR DIRECT CURRENT MACHINES 
La norma IEEE 113 incluye recomendaciones para realizar y reportar pruebas 
aceptables para determinar el desempeño y características de máquinas de corriente 
directa convencionales. Entre las cuáles se establece los procedimientos y factores a tener 
en cuenta para la determinación de la eficiencia. 
La eficiencia de una máquina eléctrica se define como la relación entre la potencia de 
salida y potencia de entrada. Dónde la potencia de entrada es igual a la suma de la potencia 
de salida y las pérdidas o a la resta de las pérdidas a la potencia de entrada. Por lo tanto, 
se tiene tres variables: potencia de entrada, potencia de salida y pérdidas. Si se conoce dos 
de estas tres variables se puede calcular la eficiencia de la siguiente manera. 
(1) 𝜂 =
𝑃𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎
𝑃𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎
 
(2) 𝜂 =
𝑃𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎
𝑃𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 + 𝑃𝑝é𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠
 
(3) 𝜂 =
𝑃𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 − 𝑃𝑝é𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠
𝑃𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎
 
 Para determinar la eficiencia de una máquina eléctrica DC, se debe determinar las 
siguientes fuentes de pérdidas: 
 Inducido (I2R): Se calcula como el producto del cuadrado de la corriente en la 
carga y la resistencia del inducido del motor. 
 Contacto de escobillas: Se determina como el producto de una caída de voltaje 
(determinada por el tipo de escobilla) y la corriente en la carga. Siguiendo los 
valores de la figura 8: 
 
Figura 13. Caída de voltaje según tipo de escobillas [11] 
 La caída de voltaje se mantiene constante independiente de la carga. 
 Carga: Pérdidas debidas a la carga aplicada que no se pueden incluir en 
ninguna de las otras categorías. Estas se pueden determinar de la siguiente 
manera: 
o A falta de algún método experimental para determinar dichas pérdidas 
se tomaran como el 1% de la potencia de salida. 
 Fricción de escobillas: Se relaciona con la fuerza de fricción entre las 
escobillas y el conmutador, esta depende de la velocidad de giro, el material de 
la escobilla y la superficie de contacto. De manera que: 
𝐹 = 𝑣 ∙ 𝑎 ∙ 𝑘 
𝐹 → 𝑓𝑟𝑖𝑐𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑒𝑠𝑐𝑜𝑏𝑖𝑙𝑙𝑎 [𝑊] 
𝑣 → 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑠𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒 
𝑎 → á𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡𝑜 
𝑘 → 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑑𝑎 𝑎𝑙 𝑡𝑖𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑐𝑜𝑏𝑖𝑙𝑙𝑎 
 
Figura 14. Constante k según tipo de escobilla 
Por otro lado, la norma establece que para la medición de la potencia mecánica por el 
método del dinamómetro el rango del torquímetro utilizado no debe ser mayor al triple del 
máximo momento par entregado por el equipo durante la prueba. Adicionalmente, la 
sensibilidad del torquímetro no debe superar el 0.25% del momento par de torsión 
entregado por el equipo de prueba durante el ensayo. 
4.7 CÁLCULO DE INCERTIDUMBRES 
Incertidumbres de medición: 
∆𝑋 = √(𝑒𝑟𝑟𝑜𝑟 𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑚𝑎𝑡𝑖𝑐𝑜)2 + (𝑒𝑟𝑟𝑜𝑟 𝑎𝑙𝑒𝑎𝑡𝑜𝑟𝑖𝑜)2 
𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑚𝑎𝑡𝑖𝑐𝑜 → 𝐼𝑛𝑠𝑡𝑟𝑢𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑒 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑐𝑖𝑜𝑛 
𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 𝑎𝑙𝑒𝑎𝑡𝑜𝑟𝑖𝑜 =
𝑡95%𝜎
√𝑛
 ; 𝑡95% = 4,303 
Propagación de la incertidumbre: 
∆𝐹 = √(
𝜕𝐹
𝜕𝑥1
∆𝑥1)
2
+ ⋯+ (
𝜕𝐹
𝜕𝑥𝑛
∆𝑥𝑛)
2
 
 
5. MONTAJE EXPERIMENTAL 
Para la realización de las pruebas experimentales se utilizó el banco de pruebas de bomba 
como turbina ubicado en el laboratorio de Dinámica de Fluidos de la Universidad de los 
Andes. El montaje consta de: el tanque de almacenamiento de agua, la bomba de 
alimentación, la tubería de conducción, la bomba-turbina y el generador eléctrico (ver Figura 
15) 
 
Figura 15. Montaje experimental instrumentación organizada por tipo de energía medida 
5.1 BOMBA DE ALIMENTACIÓN 
Para simular las condiciones de cabeza y caudal que se tendrían en una instalación de una 
bomba como turbina se utilizó la bomba SIHI ZLND 040200, ver figura 11. La cuál cubre un 
rango de caudales de cero (0) litros por segundo a siete (7) litros por segundo y cabezas 
de veinte (21) metros de columna de agua a diecisiete (17) metros de columna de agua. Se 
realizó la caracterización hidráulica y eléctrica de la bomba de alimentación. 
 
Figura 16. Bomba de alimentación 
Se realizó ensayo hidráulico y eléctrico de la bomba de alimentación para obtener las 
curvas de desempeño de la misma. En la Figura 17, Figura 18 y Figura 19 se observan 
las curvas de cabeza, factor de potencia, potencia consumida y eficiencia total contra 
caudal. 
 
Figura 17. Curva de cabeza contra caudal de la bomba de alimentación 
 
Figura 18. Factor de potencia y potencia contra caudal de la bomba de alimentación 
15
17
19
21
23
0 2 4 6 8
C
a
b
e
z
a
 (
m
)
Caudal (L/s)
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
0 2 4 6 8
F
a
c
to
r 
d
e
 P
o
te
n
c
ia
P
o
te
n
c
ia
 R
e
a
l 
(k
W
)
Caudal (L/s)
Potencia real Factor de Potencia
 
Figura 19. Curva de eficiencia global contra caudal de la bomba de alimentación 
5.2 BOMBA-TURBINA 
Con el fin de aprovechar la energía hidráulica entregada por la bomba de alimentación se 
utilizó una bomba Pedrollo HF5Bm (ver Figura 20) operando como turbina. En la Figura 21, 
se puede observar la curvas de desempeño, operando como bomba, dadas por el 
fabricante. 
 
Figura 20. Bomba-turbina 
 
Figura 21. Curva de desempeño de bomba HF5BM operando como bomba [12] 
0%
10%
20%
30%
40%
0 2 4 6 8
E
fi
c
ie
n
c
ia
 M
o
to
b
o
m
b
a
 
(%
)
Caudal (L/s)
5.3 GENERADOR 
Se utilizó un generador DC de imanes permanentes Wind Stream Power #44789 (ver Figura 
22), el cuál acoplado al eje de la bomba genera energía eléctrica. En la Figura 23, se puede 
observar la curvas de desempeño dadas por el fabricante. 
 
Figura 22. Generador eléctrico 
 
Figura 23. Curvas de desempeño del generador dadas por el fabricante [13] 
Adicionalmente, el fabricante especifica las siguientes características del generador: 
 
Figura 24. Características del generador eléctrico [13] 
5.4 SISTEMA DE REFRIGERACIÓN 
Para calcular las pérdidas en el generador se diseñó e implementó un sistema de 
refrigeración el cuál absorbe las pérdidas energéticas del generador transferidas como calor 
al refrigerante. El sistema de refrigeración consiste en un intercambiador de calor y una 
bomba de refrigeración. Para el dimensionamiento de este sistema se realizaron pruebas 
preliminares, ver numeral 7, para determinar la magnitud de las pérdidas en el generador. 
Adicionalmente se hizo pruebas retirando el ventilador del generador para determinar la 
temperatura superficial alcanzada y así seleccionar material y espesor necesario para el 
aislamiento térmico. A continuación la memoria de cálculo para la selección de la bomba 
de refrigeración: 
𝑃𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠 = 150𝑊 
Suponiendo un aumento de temperatura de 3°C, calor específico del agua cómo 4182 
J/(kg.°C) y densidad del agua de 998 kg/m3 [10]: 
𝜌𝑄𝐶𝑝∆𝑇 = 150𝑊 
𝑄 =
150𝑊
998
𝑘𝑔
𝑚3
∙ 4182𝐽
𝑘𝑔 ∙ °𝐶
∙ 3°𝐶
= 43,13
𝐿
ℎ
= 11,98
𝑚𝑙
𝑠
 
Considerando el caudal necesario, se determinó que una bomba de agua para 
limpiaparabrisas de carro cumple con el requerimiento de caudal del sistema de 
refrigeración. Se seleccionó una bomba para limpiaparabrisas universal, fácil de conseguir 
en cualquier tienda de repuestos automotrices. Se realizó pruebas para determinar el 
desempeño de la bomba, controlando el caudal con dos métodos distintos: válvula de paso 
y regulación del voltaje. En ambos casos midiendo el voltaje y la corriente para determinar 
la potencia eléctrica consumida por la bomba. 
 
Figura 25. Curva de presión a la descarga y potencia eléctrica consumida contra caudal entregado de la 
bomba de refrigeración 
 
Figura 26. Caudal entregado contra número de vueltas de la válvula 
27
28
29
30
31
32
0
2
4
6
8
10
12
14
0 5 10 15 20 25 P
o
te
n
c
ia
 e
lé
c
tr
ic
a
 c
o
n
s
u
m
id
a
 (
W
)
P
re
s
ió
n
 a
 l
a
 d
e
s
c
a
rg
a
 (
m
.c
.a
)
Caudal entregado (mL/s)
Presión a la descarga Potencia consumida
0
5
10
15
20
25
0 2 4 6 8
P
re
s
ió
n
 a
 l
a
 d
e
s
c
a
rg
a
 (
m
.c
.a
)
Caudal entregado (mL/s)
 
Figura 27. Curva de caudal entregado y potencia eléctrica consumida contra voltaje de alimentación 
En la Figura 26 se observa que el caudal entregado no es completamente lineal con el 
número de vueltas de la válvula. Particularmente, se pierde dicha linealidad para caudales 
de entre 15 y 5 mL/s. Lo cual coincide con el rango de operación esperado de la bomba. 
Por otro lado, se observa que el comportamiento del caudal en función del caudal se 
mantiene lineal para todo el rango de operación. Adicionalmente, al comparar la Figura 25 
y la Figura 27 se observa que el consumo eléctrico es menor si se controla el caudal con el 
voltaje. Por lo tanto, el control del caudal se realizó variando el caudal de alimentación. 
Por otro lado, se determina que el intercambiador de calor debe tener mínimo la misma área 
superficial igual al área superficial del generador: 
𝐴𝑠𝑔𝑒𝑛 = 𝜋𝐷𝐿 = 0,092 𝑚
2 
Para este se seleccionó tubería de cobre de 3/8 de pulgada, por lo tanto: 
𝐿𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑐𝑎𝑚𝑏𝑖𝑎𝑑𝑜𝑟 =
𝐴𝑠𝑔𝑒𝑛
𝜋𝐷𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟𝑖𝑎
=
0,092𝑚2
𝜋 ∙ 0,009525𝑚
= 3,07𝑚 
A partir del requerimiento de superficie determinado y las restricciones geométricas 
impuestas por el generador, se diseñó un serpentín el cuál ensamblaría con el generador 
ver Figura 29. 
 
Figura 28. Serpentín durante su fabricación 
0
5
10
15
20
25
30
35
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15
P
o
te
n
c
ia
 e
lé
c
tr
ic
a
 c
o
n
s
u
m
id
a
D
e
s
c
a
rg
a
 (
m
L
/s
)
Voltaje de alimentación (V)
Caudal Potencia consumida
 
Figura 29. Ensamble serpentín y generador 
5.5 INSTRUMENTOS DE MEDICIÓN 
En la Figura 30, se observa el montaje para la toma de datos de desempeño del sistema 
turbina-generador. 
 
Figura 30. Montaje experimental 
A continuación el listado completo de los instrumentos de medición utilizados con sus 
respectivas características: 
Tabla 1. Instrumentos de medición utilizados 
Instrumento Rango Incertidumbre 
Manómetro WIKA 0 a 60 psi 1 psi 
Manómetro WIKA -30 a 15 psi 0,5 psi 
Caudalímetro KATRONIC KATFLOW 200 0 a 25 m/s 
3% del valor de caudal 
medido 
Tacómetro EXTECH RPM10 10 a 99,999 rpm 1 rpm + 0.05% lectura 
Torquímetro OMEGA TQ501-100 100 in-lb 1.06% FS 
Multímetro Fluke 87V 600V 1 V + 0.05% lectura 
Pinza Amperimétrica ±30ª 2mA + 1% lectura 
Multímetro Fluke 115 600V 2V + 0.5% lectura 
Termocuplas Tipo K con módulo 
MAX6675 
600°C 1°C+1% lectura 
 
5.5.1 POTENCIA HIDRÁULICA 
La potencia hidráulica no se midió directamente, y como se mencionó en el numeral 4.3 las 
variables fundamentales de la potencia hidráulica son el caudal y la cabeza (energía por 
unidad de peso). Por lo tanto, se utilizó un caudalímetro de referencia KATRONIC KATflow 
200 y se midió la diferencia de presión a la entrada y salida de la turbina con los manómetros 
WIKA. Finalmente, el producto de la diferencia de presiones, el caudal del sistema y la 
densidad del fluido se utilizaron para el cálculo de la potencia hidráulica entregada por la 
bomba de alimentación a la bomba-turbina. 
5.5.2 POTENCIA MECÁNICA 
La potencia mecánica no se midió directamente, y como se mencionó en el numeral 4.3 las 
variables fundamentales de la potencia mecánica son el momento par de torsión y la 
velocidad angular en el eje. La velocidad angular se midió con un tacómetro óptico EXTECH 
RPM10. 
Para medir el momento par de torsión se utilizó un torquímetro OMEGA TQ501-100. El cual 
tiene un rango de medición de 0 a 100 in-lb. Previo a la toma de datos se realizó la 
caracterización estática del torquímetro. Para esto se colocó un brazo diseñado y fabricado 
por el Ing. Juan Camilo Castaño para la caracterización del torquímetro (ver Figura 32). 
Luego se colocó progresivamente doce (12) masas conocidas en el brazo realizando cinco 
(5) ciclos de carga y descarga, midiendo la salida del torquímetro en milivoltios (mV). 
 
Figura 31. Montaje para la caracterización estática del torquímetro OMEGA TQ501-100 
 
Figura 32. Brazo del montaje para caracterización del montaje 
Como resultado del experimento realizado para la caracterizar el torquímetro se obtuvo la 
siguiente relación entre el momento par de torsión en el eje y el voltaje de salida: 
 
Figura 33. Momento par en función de voltaje de salida del torquímetro 
T[N.m] = 0,36(mV) + 1,02
R² = 0,9998
0
2
4
6
8
10
12
14
16
-5 5 15 25 35
M
o
m
e
n
to
 p
a
r 
(N
.m
)
Voltaje de salida (mV)
Finalmente el producto de la velocidad angular por el momento par de torsión se utilizó para 
el cálculo de la potencia mecánica entregada por la bomba-turbina al generador eléctrico a 
través del eje. 
5.5.3 POTENCIA ELÉCTRICA 
La potencia eléctrica no se midió directamente, y como se mencionó en el numeral 4.3 las 
variables fundamentales de la potencia hidráulica son el voltaje y la corriente a la salida del 
generador. Por lo tanto, los instrumentos de medición utilizados miden dichas variables. Se 
utilizó un multímetro Fluke 115 conectado en paralelo a la carga para medir el voltaje de 
salida del generador. Para medir la corriente se colocó una pinza amperimétrica conectado 
a un multímetro Fluke 115 en un cable del generador para medir la corriente que circulaba 
en el sistema. La potencia eléctrica generada se calculó como el producto del voltaje de 
salida del generador y la corriente que circulaba en el sistema (ambos valores rms de la 
señal). 
5.5.4 PÉRDIDAS CALORIMÉTRICAS 
El calor absorbido por el refrigerante no se puede medir directamente, sin embargo como 
lo establecido en el numeral 5.4 se puede calcular conociendo la densidad y calor específico 
del fluido refrigerante, el flujo másico y cambio en la temperatura del refrigerante. 
5.5.4.1 CAUDAL DE BOMBA DE REFRIGERACIÓN 
En el numeral 6.4 se presentaron la curva de caudal contra voltaje de la bomba de 
refrigeración. Lo cual se toma como guía para la selección del voltaje requerido para la 
carga de trabajo. Sin embargo, se verifica el caudal de operación para cada toma de datos. 
Midiendo el volumen de agua entregado en un determinado tiempo. Se mide el volumen en 
un recipiente calibrado y el tiempo con un cronometro, en la Figura 34 se observa el montaje 
para medición de caudal. 
 
 
Figura 34. Montaje para medición del caudal de operación de bomba de refrigeración 
5.5.4.2 AUMENTO DE TEMPERATURA DEL REFRIGERANTE 
Para medir la temperatura del refrigerante a la entrada y a la salida del intercambiador de 
calor, se utilizó termocuplas tipo K y módulo MAX6675 compatible para uso con Arduino 
UNO. Se realizó un proceso de verificación del comportamiento de dichos sensores. Se 
colocaron en un equipo para calibraciones de temperatura WIKAI CTM9100 (ver Figura 36), 
controlado con una referencia externa detemperatura. De las pruebas realizadas se obtuvo 
la siguiente curva para las termocuplas utilizadas. Se tomó datos para temperaturas entre 
15°C y 26°C. Para cada temperatura de referencia, se tomó cien datos y se grafica la 
temperatura de la referencia externa contra el promedio de los cien datos tomados. 
 
Figura 35. Curva de temperatura de termocupla con MAX6675 
 
Figura 36. Montaje para verificación de curva de termocupla 
 
T [°C] = 1,0967 x (Lectura Termocupla) - 0,2161
R² = 0,9995
0
5
10
15
20
25
30
13 15 17 19 21 23 25
T
e
m
p
e
ra
tu
ra
 [
°C
]
Lectura de termocupla [°C]
6. PRUEBAS DE DESEMPEÑO DE SISTEMA TURBINA-
GENERADOR 
Se realizaron pruebas de desempeño del banco de pruebas de la bomba-turbina, con el fin 
de caracterizar su desempeño y obtener variables importantes para el diseño del sistema 
de refrigeración. Se realizó pruebas para caudales de entre 0 y 7 L/h y diferentes valores 
de carga conectadas al generador. La carga del generador se simuló mediante diferentes 
arreglos de bombillos, para así variar la resistencia y potencia (nominal de bombillos) de la 
carga. A continuación los resultados obtenidos. 
 
Figura 37. Eficiencia del conjunto contra caudal 
 A partir de las pruebas realizadas se determinan los siguientes puntos de mejor operación 
para cada componente del sistema (bomba, generador y global): 
Tabla 2. Puntos de mejor operación del banco de prueba bomba-turbina 
 
Bomba-
Turbina 
Generador Conjunto 
Eficiencia (%) 68,1% 75,5% 51,4% 
Cabeza (m) 12,3 12,65 12,65 
Caudal (L/s) 7,02 7,04 7,04 
Velocidad 
Angular (rpm) 
2643 2854 2854 
Potencia 
nominal de la 
carga (W) 
500 452 452 
Resistencia de la 
carga (Ω) 
2,5 2,9 2,9 
 
0%
5%
10%
15%
20%
25%
30%
35%
40%
45%
50%
3 4 5 6 7 8
E
fi
c
ie
n
c
ia
 d
e
l 
c
o
n
ju
n
to
 (
%
)
Caudal (L/s)
104W
150W
202W
300W
500W
604W
850W
Adicionalmente, se retiró el ventilador y se realizó ensayos para determinar la temperatura 
en la superficie del motor para diferentes niveles de carga. La prueba se realizó partiendo 
desde una temperatura superficial de 25 °C, a los 10 minutos de iniciada la prueba se midió 
la temperatura superficial con el termopar de un multímetro UNI-T UT33C. En la Figura 38 
se presentan los resultados de la prueba realizada. 
 
Figura 38. Temperatura superficial del generador contra potencia eléctrica generada 
En la Figura 38 se observa que la máxima temperatura superficial obtenida durante la 
prueba fue de 42°C. Dicho valor fue utilizado para la selección del aislamiento térmico del 
sistema de refrigeración. 
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 100 200 300 400 500
T
e
m
p
e
ra
tu
ra
 s
u
p
e
rf
ic
ia
l 
(°
C
)
Potencia Eléctrica (W)
7. RESULTADOS EXPERIMENTALES CON MÉTODO 
CALORIMÉTRICO 
Los resultados obtenidos durante las pruebas de desempeño con el sistema de 
refrigeración instalado y operando se presentan en este capítulo. El calor específico y la 
densidad del agua son tomados del numeral 6.5.4.1 y 6.4.5.2. Se presentan los resultados 
para la potencia mecánica para cada uno de los tres métodos de cálculo utilizados: método 
directo (1), método calorimétrico (2) y el valor teórico calculado según la norma IEEE 113 
(3). Utilizando las siguientes ecuaciones para cada método: 
Método directo: 
𝑃𝑚𝑒𝑐á𝑛𝑖𝑐𝑎 = 𝑇𝜔 
Método calorimétrico: 
𝑃𝑚𝑒𝑐á𝑛𝑖𝑐𝑎 = 𝑃𝑒𝑙é𝑐𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎 + 𝑃𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟𝑖𝑚é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎𝑠 = 𝑉𝐼 + 𝜌𝑄𝑟𝐶𝑝∆𝑇 
𝜌 = 998
𝑘𝑔
𝑚3
 
𝐶𝑝 = 4182
𝐽
𝑘𝑔°𝐶
 
𝑄𝑟 → 𝑐𝑎𝑢𝑑𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑓𝑟𝑖𝑔𝑒𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒 
Valor teórico según norma IEEE113 
𝑃𝑚𝑒𝑐á𝑛𝑖𝑐𝑎 = 𝑃𝑒𝑙𝑒𝑐𝑡𝑟𝑖𝑐𝑎 + 𝑃𝐼𝐸𝐸𝐸113 = 𝑉𝐼 + (𝐼
2𝑅𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑎 + 3𝑉𝐼 + 0,01𝑉𝐼 + 19 ∙ 25 ∙ 60𝜔 ∙ 0,04𝑘) 
Se realizó ensayos para el método aplicando una resistencia de 2.9 Ω mediante un arreglo 
de tres bombillos con potencia nominal de 452 W, variando el caudal de operación de la 
turbina entre cuatro (4) y siete (7) litros por segundo. De manera de probar el método para 
diferentes niveles de carga del generador. 
 
Figura 39. Resultados de potencia mecánica para los tres métodos analizados 
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
650
P
o
te
n
c
ia
 M
e
c
á
n
ic
a
 (
W
)
Caudal (L/s)
Pérdidas IEEE113 Pérdidas Calorimétricas
Potencia Eléctrica Potencia Mecánica
4,09 5,05 5,41 6,01 6,66 7,07 
En la Figura 39, se presentan los resultados de potencia mecánica por los tres métodos 
planteados para la determinación de la misma. La máxima diferencia entre el método de 
medición directa y el método calorimétrico fue de 44,6 W, con una potencia eléctrica de 
salida del generador de 451,1 W. Por otro lado, la mínima diferencia entre ambos métodos 
fue de 13,3 W, con una potencia eléctrica de salida del generador de 28 W. Lo cual 
representa una diferencia porcentual entre ambos métodos de entre el 8% y 22% para el 
valor de potencia mecánica obtenido. Mientras que para la diferencia en el valor de pérdidas 
se encuentra alrededor del 26% y el 32%. 
En cambio, al analizar únicamente el método calorimétrico y su incertidumbre de medición 
se observa que para cargas bajas la incertidumbre es más relevante respecto al valor 
medido. El error relativo del método calorimétrico se encuentra alrededor del 45% y 60% 
para cargas del generador inferiores a 200W, mientras que al aumentar la carga se 
encuentra entre el 10% y 20% respecto al valor de pérdidas medida. Sin embargo, la 
incertidumbre de medición respecto al valor de potencia mecánica obtenido 
Adicionalmente, se observa que la desviación del resultado calorimétrico respecto al 
método de medición directa aumenta con el caudal de la turbina, y por ende con la carga 
de operación. Además, es evidente que el cálculo de la potencia mecánica de entrada al 
generador según la norma IEEE 113 subestima la potencia de entrada del sistema, puesto 
que son pruebas para condiciones de laboratorio y no considera las pérdidas asociadas al 
montaje. Sin embargo, el valor teórico obtenido se puede considerar como un límite inferior 
para la potencia mecánica de entrada posible. Por lo tanto, si se obtiene un resultado 
experimental inferior no sería un valor válido. 
 
Figura 40. Cálculo de eficiencia del generador eléctrico para los tres métodos analizados 
En la Figura 40, se presenta la eficiencia calculada por cada uno de los métodos analizados. 
Se puede apreciar a partir de la gráfica que la mayor eficiencia se obtiene calculándola 
según la norma IEEE 113, sin embargo tal como se comentó en el párrafo anterior dicho 
método no considera las pérdidas relacionadas al montaje. Por lo tanto, se considera que 
la eficiencia calculada por este método sería el límite superior posible. En consecuencia, si 
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
4,09 5,05 5,41 6,01 6,66 7,07
E
fi
c
ie
n
c
ia
 d
e
l 
G
e
n
e
ra
d
o
r 
(%
)
Caudal (L/s)
Método directo Método calorimétrico Valor IEEE113
se obtiene un valor de eficiencia mayor al calculado por norma el resultado se descartaría. 
Por otro lado, máxima diferencia entre la eficiencia calculada por método calorimétrico y por 
el método de medición directa es de 14,4%, al generar 28 W de potencia eléctrica. Mientras 
que para el resto de niveles de carga la diferencia se mantiene entre el 5% y 7% generando 
entre 128 W y 451 W. Al comparar las figuras 39 y 40, se observa que a pesar de que la 
mayor diferencia en el valor de potencia mecánica se encontró mientras el generador 
operaba a baja carga, en cuanto a eficiencia ocurre lo contrario. Al aumentar la carga de 
operación se disminuye la diferencia entre la eficiencia calculada por ambos métodos. 
8. CONCLUSIONES 
En el presente capítulo se presentan las conclusiones extraídas a partir de los resultados 
obtenidos durante las pruebas de desempeño con el sistema de refrigeracióninstalado y 
operando. 
 Se construyó e instaló un sistema de refrigeración funcional para la determinación 
de pérdidas energéticas en un generador eléctrico. 
 Se verificó la curva de momento par de torsión contra salida en milivoltios del 
torquímetro. Se determinó que el torquímetro utilizado cumple con uno de los dos 
criterios establecidos según la norma IEEE 113. Cumple con el criterio de la 
sensibilidad requerida, pero no con el criterio del rango del instrumento respecto al 
máximo momento par medido durante la prueba. Sin embargo, a falta de otro 
instrumento para medir momento par de torsión el torquímetro OMEGA TQ501-
100 cumplió para las pruebas realizadas. 
 Se verificó la respuesta de las termocuplas utilizadas para medir la temperatura 
del fluido de refrigeración. 
 Se caracterizó la bomba de refrigeración obteniendo curvas de presión a la descarga 
contra caudal entregado alimentando la bomba con 12Vdc y la curva de caudal 
entregado contra voltaje de alimentación. Concluyendo, que el método más efectivo 
y con menor consumo eléctrico para controlar el caudal entregado por la bomba era 
regulando el voltaje de alimentación. 
 Se determinó el punto de mejor operación para el sistema bomba-turbina generador 
previo a las pruebas con el método calorimétrico. 
 Se observó que tras realizar el cambio de soporte del generador hubo una pequeña 
caída en la eficiencia de la bomba-turbina. Es decir, para una misma carga asociada 
al generador y mismas condiciones de operación de la bomba de alimentación la 
potencia mecánica entregada disminuyó tras cambiar el soporte del generador. 
 Se determinaron las perdidas energéticas en el generador con el método 
calorimétrico y se comparó los resultados con aquellos medidos directamente 
(torque y velocidad angular) y el valor calculado según la norma IEEE 113. 
 La eficiencia del generador calculada con el método calorimétrico fue mayor que 
aquella calculada por el método directo. Las diferencias entre ambos valores se 
atribuye al calor transferido del rotor hacia el ambiente por el eje. Dado que el eje 
no se encontraba aislado térmicamente. También a transferencias de calor por 
conducción del generador al soporte del mismo, se supone que el aislamiento en la 
interface de generador y soporte no fue adecuado. 
 El método calorimétrico es más preciso para niveles de carga mayores. 
 Las diferencias entre ambos métodos se atribuyen a fugas de calor por convección 
y radiación que no fueron absorbidas por el sistema de refrigeración. 
 A pesar de haber obtenido resultados razonables por el método calorimétrico el 
serpentín utilizado no es óptimo para refrigerar el generador. Ya que la superficie de 
contacto no es la adecuada. De esto se concluye que el equilibrio térmico alcanzado 
entre la superficie del generador y el serpentín posiblemente ocurría a temperaturas 
superiores a la temperatura de operación normal del generador. 
 
9. RECOMENDACIONES 
A partir de las conclusiones expuestas en el numeral 9, se recomienda los siguientes 
puntos para trabajos futuros. 
 Con el fin de minimizar la variación en el desempeño del sistema después de 
modificaciones en el montaje y mejorar el proceso de alineación del sistema, se 
recomienda colocar una mesa calibrada (como la utilizada para la verificación de la 
curva del torquímetro) cómo base del sistema turbina-torquímetro-generador. 
 A pesar de que el torquímetro TQ501-100 midió satisfactoriamente el momento par 
de torsión para todos los puntos de operación analizados, se recomienda la 
adquisición de un torquímetro que cumpla con el requisito de rango establecido por 
la norma IEEE 113. 
 Se recomienda probar el método calorimétrico con diferentes sistemas de 
refrigeración: maximizando el área de contacto, reduciendo el diámetro de la tubería 
e incluso incluyendo ventilación para maximizar la transferencia de calor del 
refrigerante y así mejorar los resultados obtenidos. 
 Se recomienda monitorear el montaje con una cámara termográfica al realizar las 
pruebas. De esta manera se pueden cuantificar correctamente las pérdidas por 
convección y radiación según lo especificado en la norma IEEE 115. 
 Se recomienda medir el flujo másico directamente, en vez de medir el caudal por 
aparte y multiplicarlo por la densidad, con el fin de disminuir la incertidumbre 
asociada al flujo másico. 
 
 
10. REFERENCIAS 
 
[1] E. Da Costa y R. Teixeira, «Hydro Generators Losses Measurement in Accordance 
to IEEE-STD-115 and IEC-60034-2,» IEEE, 2012. 
[2] IEEE Standards Board, «IEEE Guide: Test Procedures for Synchronous Machines,» 
Electric Machinery Committee of the IEEE Power Engineering Society, 1995(R2002). 
[3] B. Szabados y A. Mihalcea, «Design and Implementation of a Calorimetric 
Measurement Facility for Determining Losses in Electrical Machines,» IEEE 
TRANSACTIONS ON INSTRUMENTATION AND MEASUREMENT, vol. 51, nº 5, 
2002. 
[4] B. Larsson, «Construction of a Calorimetric Test Rig for Loss Measurements on 
Induction Machines,» KTH Electrical Engineering, Estocolmo, 2011. 
[5] C. Mataix, Mecánica de fluidos y máquinas hidráulicas, Segunda Edición ed., Madrid: 
Ediciones del Castillo, 1986. 
[6] J. Loboguerrero y J. D. Burton, «Bombas rotodinámicas: Categorias Principales y 
Leyes de Similitud,» de Bombas rotodinámicas y de desplazamiento positivo, 
Bogotá, Universidad de los Andes, 1984. 
[7] F. M. White, Fluid Mechanics, Séptima ed., Nueva York: McGraw-Hill, 2011. 
[8] S. J. Chapman, Electric Machinery Fundamentals, 5 ed., New York: McGraw-Hill, 
2012. 
[9] A. Collazos Pino, V. H. Sánchez Barón y R. Ortiz Flórez, Microcentrales 
Hidroeléctricas con aplicación de máquinas reversibles, Cali: Universidad del Valle, 
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[10] Y. A. Cengel y A. J. Ghajar, Transferencia de calor y masa, Cuarta Edición ed., 
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[11] IEEE, «IEEE Std 113 - IEEE Guide: Test Procedures for Direct-Current Machines,» 
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[12] Pedrollo, «Catálogo Electrobombas Centrifugas HF,» [En línea]. Available: 
https://www.pedrollo.com/public/allegati/HF%20Medie%20portate_ES_60Hz.pdf. 
[13] Windstream Power, «Windstream ® Permanent Magnet DC Generator- Current: 7.5A 
continuous, 15A max (#443902),» Windstream Power LLC - Permanent Magnet DC 
Generators for Wind and Pedal Power, [En línea]. Available: 
https://windstreampower.com/products-page/permanent-magnet-dc-
generators/443902-permanent-magnet-dc-generator/. [Último acceso: 2018].