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Universidad de Costa Rica Facultad de Ingeniería
Escuela de Ingeniería Eléctrica
IE – 0502 Proyecto Eléctrico
LAS PRINCIPALES FALLAS ELECTRICAS EN LOS MOTORES ELECTRICOS TRIFÁSICOS Y
SU MANTENIMIENTO CORRECTIVO
Por:
LEONARDO MONTEALEGRE LOBO
Ciudad Universitaria Rodrigo Facio Julio del 2006
ii
LAS PRINCIPALES FALLAS ELECTRICAS EN LOS MOTORES ELECTRICOS TRIFÁSICOS Y
SU MANTENIMIENTO CORRECTIVO
Por: LEONARDO MONTEALEGRE LOBO
Sometido a la Escuela de Ingeniería Eléctrica de la Facultad de Ingeniería
de la Universidad de Costa Rica como requisito parcial para optar por el grado de:
BACHILLER EN INGENIERÍA ELÉCTRICA
Aprobado por el Tribunal:
_________________________________ Ing. José Mario Jara Castro
Profesor Guía
________________________________ ______________________________ Ing. Oscar Núñez Mata Ing. Virgilio Jiménez Valverde Profesor lector Profesor lector
iii
DEDICATORIA
A Dios y a mis padres por lo que soy y lo que tengo. A mi familia y mis seres
queridos que estuvieron conmigo en todo este tiempo y que con su ayuda, confianza y
apoyo me mostraron siempre el camino para seguir adelante.
iv
RECONOCIMIENTOS
Al Ing. Oscar Núñez Mata, por haber guiado este trabajo, por su labor
comprometida, su entrega total hacia el proyecto y por responder a cada una de las
innumerables dudas que me surgieron durante la realización del mismo.
A los demás profesores que estuvieron en el desarrollo de este proyecto, que con
sus sabios comentarios e indicaciones, enriquecieron el trabajo.
A la empresa RENAME S.A. en su dueño Orlando Morera por haber permitido
realizar la parte práctica del proyecto en su Centro de Servicio.
Al Ing. Steeve Godin por haberme recordado el porqué había decidido estudiar esta
carrera y por fortalecer en mí, el hecho de que nuestro trabajo es una ciencia aplicada.
v
ÍNDICE GENERAL
ÍNDICE DE FIGURAS…………………………………………………….vii
ÍNDICE DE TABLAS………………………………………………………ix
NOMENCLATURA………………………………………………………...xi
RESUMEN…………………………………………………………………xiv
CAPÍTULO 1: Introducción………………………………………………...1
1.1 Objetivos.........................................................................................................................5 1.1.1 Objetivo general...................................................................................................5 1.1.2 Objetivos específicos ...........................................................................................5
1.2 Metodología ....................................................................................................................5
CAPÍTULO 2: Desarrollo teórico…………………………………………..9
2.1 Motor de inducción trifásico.........................................................................................13 2.1.1 Circuitos equivalentes.........................................................................................20 2.1.1.1 Jaula simple......................................................................................................20 2.1.1.2 Jaula Doble ......................................................................................................21 2.1.2 Balance de potencias y rendimiento ...................................................................22 2.1.3 Par motor y par resistente ...................................................................................25 2.1.4 Arranque y aceleración .......................................................................................27 2.1.5 Corriente y par de arranque ................................................................................27 2.1.6 Tipos de arranque en motores de rotor de jaula..................................................34
CAPÍTULO 3: Fallas eléctricas en motores de inducción trifásicos en baja tensión………………………………………………………………….36
3.1 Desequilibrio de tensiones ....................................................................................37
3.2 Excentricidad ........................................................................................................42
3.3 Armónicos.............................................................................................................50
vi
3.4 Contaminación en el sistema de aislamiento ........................................................56
CAPÍTULO 4: Diagnóstico y pruebas en motores de inducción trifásicos en baja tensión………………………………………………………………63
4.1 Diagnóstico en línea en motores de inducción .............................................................65 4.1.1 Monitoreo térmico de componentes por termografía .........................................66 4.1.2 Análisis de la potencia eléctrica de suministro...................................................66 4.1.3 Análisis de corrientes de fase..............................................................................67
4.2 Diagnóstico fuera de línea en motores de inducción ....................................................70 4.2.1 Prueba de aislamiento con el medidor de aislamiento........................................71 4.2.2 Prueba de aislamiento por incremento de voltaje ...............................................73 4.2.3 Prueba de Hi – Pot (alto potencial).....................................................................73 4.2.4 Prueba de índice de polarización y absorción dieléctrica ...................................74 4.2.5 Pruebas estándar de corriente alterna..................................................................76 4.2.6 Prueba de comparación de pulsos.......................................................................77
CAPÍTULO 5: Análisis de materiales del sistema de aislamiento en motores………………………………………………………………………80
5.1 Principales materiales aislantes en motores eléctricos ..................................................83 5.1.1 Barniz..................................................................................................................85 5.1.2 Papel base aislante ..............................................................................................88 5.1.3 Alambre magneto................................................................................................89
5.2 Pruebas de materiales para rebobinado en Costa Rica ..................................................90 5.1.2 Análisis de resultados de prueba de resistencia de aislamiento por incremento de voltaje mediante el HI-POT ..........................................................................................95
CAPITULO 6: Conclusiones y recomendaciones……………....………..120
BIBLIOGRAFÍA………………………………………………………….123
GLOSARIO………………………………………………………………..126
ANEXOS…………………………………………………………………...131
vii
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 2.1 Principio de funcionamiento del motor eléctrico ..............................................9
Figura 2.2 Desarrollo de los motores de inducción en el siglo XX ....................................9
Figura 2.3 Estator trifásico y su campo giratorio (Método gráfico) .................................10
Figura 2.4 Las tres corrientes de secuencia positiva.........................................................10
Figura 2.5 Tipos de motores de inducción según el tipo de rotor.....................................11
Figura 2.6 Distribución de los polos en una máquina asincrónica ...................................15
Figura 2.7 Esquemas de conexión para máquinas trifásicas con rotor de jaula de ardilla16
Figura 2.8 F.e.m de los devanados concéntricos y distribuidos .......................................18
Figura 2.9 Circuito equivalente para rotor de jaula simple...............................................20
Figura 2.10 Circuito equivalente para rotor de jaula doble ..............................................21
Figura 2.11 Distribución de pérdidas en un motor de inducción trifásico........................24
Figura 2.12 Esquema de pérdidas durante la operación del motor de inducción trifásico25
Figura 2.13 Curva característica de los motores de inducción .........................................26
Figura 2.14 Curvas típicas de par en función de la velocidad en motores diseño NEMA29
Figura 3.1 Datos estadísticos de fallas de motores asincrónico en USA..........................36
Figura 3.2 Devanado dañado por desbalance de tensión ..................................................38
Figura 3.3 Devanado dañado debido a la pérdida de una fase..........................................40
Figura 3.4 Sección rotor-estator sin excentricidad del rotor y esfuerzos laterales compensados.....................................................................................................................43
Figura 3.5 Sección con mínimo entrehierro a un lado de la sección provocando un esfuerzo no compensado...................................................................................................43
Figura 3.6 Circuito equivalente del rotor jaula de ardilla .................................................44
Figura 3.7 Excentricidad estática......................................................................................47
Figura 3.8 Excentricidad dinámica ...................................................................................48
Figura 3.9 Imagen de una onda deformada.......................................................................51
viii
Figura 3.10 Corrosión en el núcleo...................................................................................60
Figura 3.11 Deterioro por fricción constante....................................................................60
Figura 3.12 Estado del motor por contaminación de agentes externos ............................61
Figura 4.1 En a) espectro de las corrientes de fase de un rotor en buen estado y b) de un rotor con falla en la jaula ..................................................................................................69
Figura 4.2 Componentes de la corriente que circula por medio del aislamiento..............72
Figura 4.3 Características del aislamiento al incrementar la temperatura ........................73
Figura 4.4 Respuesta ante un pulso para una bobina en buen estado ...............................78
Figura 4.5 Respuesta ante un pulso para una bobina con corto........................................78
Figura 4.6 Respuesta ante un pulso para una bobina con corto parcial a tierra................78
Figura 4.7 Respuesta ante un pulso para una bobina con corto fase a fase ......................79
Figura 5.1 Partes de un sistema de aislamiento ................................................................83
Figura 5.2 Comportamiento ideal de los resultados de la prueba.....................................96
Figura 5.3 Resultados de prueba para papel Nomex con alambre magneto ESSEX .........98
Figura 5.4 Resultados de prueba para papel Mylar con alambre magneto CONDUMEX
........................................................................................................................................101
Figura 5.5 Resultados de prueba para papel Mylar con alambre magneto CENTELSA .105
Figura 5.6 Resultados de prueba para papel Lumirol con alambre CONDUMEX..........107
Figura 5.7 Resultados de prueba para papel Lumirol con alambre CENTELSA.............111
Figura 5.8 Resultados de prueba para papel Pescado con alambre ESSEX....................114
Figura 5.9 Resultados de prueba para papel Pescado con alambre CONDUMEX .........116
Figura 5.10 Resultados de prueba para papel Pescado con alambre CENTELSA ..........119
ix
ÍNDICE DE TABLAS
Tabla 2.1 Par de arranque máximo (%) para motores diseño NEMA A y B, en función de la potencia para frecuencias de 50Hz y 60Hz...................................................................30
Tabla 2.2 Par de arranque para motores diseño NEMA C, en función de la potencia, velocidad y frecuencia ......................................................................................................31
Tabla 2.3 Par de arranque para motores diseño NEMA E, en función de la potencia, velocidad y frecuencia ......................................................................................................33
Tabla 3.1 Causas de fallas en los motores de inducción en Estados Unidos según estudio de la EPRI y la GE............................................................................................................37
Tabla 4.1 Voltajes de prueba de aislamiento con MEGGER para diferentes voltajes de operación del motor ..........................................................................................................71
Tabla 4.2 Interpretación de los resultados arrojados en las pruebas de PI y AD..............75
Tabla 5.1 Clases de aislamientos para diferentes tipos de motores eléctricos..................82
Tabla 5.2 Características eléctricas del papel NOMEX a 50% de humedad relativa y 23ºC de temperatura..........................................................................................................91
Tabla 5.3 Combinación de materiales para aislamiento en motores de inducción ...........95
Tabla 5.4 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Nomex, alambre magneto marca ESSEX, barnizado por inmersión ..........................................................................................................................96
Tabla 5.5 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Nomex, alambre marca ESSEX barnizado por goteo...........97
Tabla 5.6 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CONDUMEX, barnizado por inmersión ....................................................................................................................99
Tabla 5.7 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CONDUMEX, barnizado por goteo .........................................................................................................................100
Tabla 5.8 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado por inmersión ........................................................................................................................102
x
Tabla 5.9 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado por goteo................................................................................................................................103
Tabla 5.10 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CONDUMEX, barnizado por inmersión ..................................................................................................................106
Tabla 5.11 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CONDUMEX, barnizado por goteo .........................................................................................................................106
Tabla 5.12 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado por inmersión ..................................................................................................................109
Tabla 5.13 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado por goteo .........................................................................................................................109
Tabla 5.14 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca ESSEX, barnizado por inmersión ........................................................................................................................112
Tabla 5.15 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca ESSEX, barnizado por goteo................................................................................................................................113
Tabla 5.16 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CONDUMEX, barnizado por inmersión ..................................................................................................................115
Tabla 5.17 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CONDUMEX, barnizado por goteo .........................................................................................................................115
Tabla 5.18 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado por inmersión ..................................................................................................................117
Tabla 5.19 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado por goteo .........................................................................................................................119
xi
NOMENCLATURA
Pe Potencia eléctrica.
Qe Potencia reactiva.
V Voltaje.
I Corriente.
Tm Torque mecánico.
ω Velocidad angular.
Tr Torque rotórico.
p Pares de polos.
f Frecuencia de la red en Hz.
ns Velocidad sincrónica.
n Velocidad del rotor.
s Deslizamiento.
Bm Flujo giratorio inducido.
ε Fuerza electromotriz (f.e.m.).
N Espiras.
ξd Coeficiente de reducción.
mφ Flujo que recorre el circuito magnético del motor
R1 Resistencia del estator.
X1 Incluye la reactancia de la ranura, la de la cabeza de la bobina y la doblemente concatenada del estator.
Xmu Reactancia de magnetización.
Rfe Resistencia del hierro X2 incluye la reactancia de ranura, la doblemente concatenada, la de los anillos y la de la inclinación de la ranura.
R2 Resistencia del rotor.
xii
Z2(s) Impedancia rotórica.
X2 Incluye la reactancia de ranura, la doblemente concatenada, la de los anillos y la de la inclinación de la ranura del rotor.
R2 Resistencia de los anillos del rotor.
Re Resistencia de jaula exterior del rotor.
R Resistencia de la jaula interior.
Xe Reactancia de la ranura exterior.
X Reactancia de la ranura interior del rotor.
P1 Potencia eléctrica absorbida de la red por el estator.
PJ1 Potencia de pérdidas por efecto Joule en el estator.
PFe1 Potencia de pérdidas en el hierro del estator.
Pa Potencia electromagnética transmitida por inducción al secundario.
Pmi Potencia mecánica interna del motor.
PCU2 Potencia de pérdidas por efecto Joule en el devanado del rotor.
PFe2 Potencia de pérdidas en el hierro del rotor en operación.
Pm Potencia de pérdidas mecánicas por fricción y ventilación.
Pz Potencia de pérdidas adicionales o suplementarias.
P2 Potencia útil en el eje del motor.
η Rendimiento o eficiencia.
MN Par nominal a la velocidad nominal, nN.
MK Par máximo en operación.
MA Par de arranque (par estático).
MS Par de bache (par mínimo entre la parada y el par máximo).
Mb Par de aceleración.
M Par desarrollado por el motor.
xiii
Mg Par resistente.
ie Corriente en el anillo.
LSS Matriz de mm× con las inductancias mutuas del estator.
Lrr Matriz de ( ) ( )11 +×+ nn con las inductancias mutuas del rotor.
LSr Matriz de ( )1+× nm con las inductancias mutuas entre las fases del estator y los lazos del rotor.
LrS Matriz de ( ) mn ×+1 con las inductancias mutuas entre los lazos del rotor y las fases del estator.
µ0 Permeabilidad del aire.
r Radio medio entre el estator y el rotor.
θr Ángulo del rotor respecto a un punto fijo en el estator.
φ Posición angular de un punto arbitrario del entrehierro.
z Posición axial de un punto arbitrario del entrehierro.
1−g Inversa de la función del entrehierro.
δ(z) Amplitud de la variación del entrehierro.
g0 Largo radial del entrehierro sin excentricidad.
THD Porcentaje que indica el valor de la distorsión armónica total.
Vn Magnitud de las tensiones armónicas de orden n.
fn Frecuencia del armónico de orden n.
RTG Resistencia que existe entre el aislamiento y tierra.
CTG Capacitancia de existe entre el aislamiento y tierra.
A Aumento en la vida del motor.
∆T Valor absoluto de la diferencia entre la temperatura del punto más caliente menos la temperatura límite del aislamiento.
xiv
RESUMEN
Los motores de inducción de BT y MT son los equipos eléctricos de mayor
aplicación en la industria, los cuales están sometidos a esfuerzos térmicos, eléctricos y
mecánicos que degradan su integridad, por lo que se debe asegurar la operación continua
de los mismos mediante una detección temprana de cualquier situación que provoque una
fallas. A nivel nacional no existen controles preventivos adecuados, y la escogencia de
materiales en los procesos de rebobinado de motores se fundamenta en aspectos
ecónomicos y no técnicos.
Ante esto, el trabajo desarrolla un estudio teórico-práctico sobre las principales
fallas eléctricas en motores de inducción trifásicos a baja tensión y hasta 25 HP,
concentrándose principalmente en fallas originadas en el sistema de aislamiento.
Durante el desarrollo del mismo se seleccionan y explican las fallas denominadas:
desequilibrio de tensiones, excentricidad, contaminación del sistema de aislamiento y
armónicos; así como se definen y caracterizan las principales pruebas que se realizan a los
motores. Luego se realiza un análisis de materiales del sistema de aislamiento, utilizando la
prueba de incremento de voltaje.
Finalmente se demuestra que en mayoría de casos la causa de una falla mecánica es
un desperfecto a nivel eléctrico y que la mayoría de fallas eléctricas aumentan la
temperatura interna del motor y de ahí la importancia de realizar un control periódico
preventivo.
1
CAPÍTULO 1: Introducción
Los motores de inducción de baja y mediana tensión son los equipos eléctricos de
mayor aplicación en la industria, ya que combinan las ventajas del uso de la energía
eléctrica (facilidad de transporte, limpieza y simplicidad de la puesta en marcha, entre
otras), con una construcción relativamente simple, costo reducido y buena adaptación a los
más diversos tipos de carga.
Durante su vida útil los motores de inducción se ven sometidos a un conjunto de
esfuerzos térmicos, eléctricos y mecánicos que degradan su integridad conduciéndolos
eventualmente a una falla. La posibilidad de una falla eléctrica que produzca algún tipo de
arqueo en un motor ubicado en un área peligrosa resulta inaceptable, por lo que se
requieren técnicas confiables de diagnóstico en línea que permitan detectar problemas
incipientes en los devanados, con el motor operando en línea y bajo condiciones de carga
nominal.
Dada la importancia de los motores en los diferentes procesos de producción, es
necesario asegurar su operación continua, mediante la detección oportuna de posibles fallas
como se indicó anteriormente, obligando una identificación temprana de los defectos o
anormalidades que ocurren en servicio.
2
Hasta este punto se habla del motor como un aliado indispensable en los procesos y
desarrollos industriales, y en la importancia de un mantenimiento preventivo que asegure
en la medida de lo posible, la continuidad del motor en la línea de producción.
A nivel nacional la situación es distante del principio expuesto anteriormente ya que
dentro de las industrias no existe una cultura preventiva, que permita detectar una posible
falla antes siquiera de que esta llegue a producirse, sino más bien se acostumbra a sacar de
operación al equipo justo después de haber fallado.
En los casos donde existe un control preventivo del equipo, el control no es cíclico
y en la mayoría de las veces se realizan pruebas al motor una vez al año, impidiendo
cuantificar periódicamente (por semestre, por cuatrimestre, trimestre entre otros), el
comportamiento de la máquina a lo largo del año.
Si bien es cierto, en la última década las empresas privadas, en la mayoría de los
casos, han adquirido equipos de prueba de fallas capaces de realizar mediciones eléctricas,
mecánicas y térmicas sin necesidad de sacar al motor de la línea de producción, la figura de
los Centros de Servicios o los comúnmente llamados Talleres de Rebobinado, sigue
predominando en un ambiente donde el mantenimiento del equipo se da una vez que este se
ha dañado.
Es ahí donde en materia de reconstrucción de motores, no existe en el país, ninguna
regulación institucional o normativa que controle las técnicas adecuadas de rebobinado y el
3
uso apropiado de materiales y equipos para llevar a cabo estos procesos, ya que la función
primordial de dichos centros es la de elaborar copias exactas del motor que reciben.
Ante esta situación los Centros de Servicio se afilian a asociaciones extranjeras de
talleres de rebobinado, sin asegurarle al dueño del motor, buenas prácticas de rebobinado.
Por lo anterior, el Instituto Costarricense de Electricidad (de ahora en adelante ICE),
mediante su área de Conservación de Energía en coordinación con el Laboratorio de
Eficiencia Energética, (de ahora en adelante LEE), han querido implementar una regulación
enfocada a la compra de motores, de manera que cumplan con las características
estipuladas en la placa, y en caso de ser rebobinados, cumplan con condiciones óptimas de
eficiencia que garanticen su vuelta en funcionamiento.
Si anteriormente se mencionó que no existen normas a nivel nacional que regulen
buenas técnicas de rebobinado y materiales adecuados en función de la aplicación del
motor dentro de un sección del proceso industrial en que opera, cabe destacar que para este
último rublo el hecho de contar con una amplia gama de productos que se utilizan a la hora
de rebobinar el motor, hace todavía más difícil asegurar la vida útil que tendrá el equipo
una vez que entre de nuevo en operación.
Precisamente el trabajo trata de abordar esta interrogante, concentrándose en los
materiales (alambrado y papel aislante) y en el proceso de barnizado que son parte del
sistema de aislamiento en motores de inducción, de manera que se pueda cuantificar
mediante una serie de pruebas la hipótesis de que, aunque el medio nacional permita
4
seleccionar entre una elevada gama de productos, hay materiales y procesos que garantizan
de mejor forma, un sistema de aislamiento que permite la operación continua y vida útil
prolongada del motor rebobinado.
Lo anterior porque durante los últimos años, las mejoras significativas en aspectos
de diseño de motores se han dirigido a maximizar su capacidad de carga en operación. Así,
el desarrollo de nuevos materiales, estrategias óptimas de diseño, y economías
competitivas, han dado lugar a que los motores operen sobre límites de temperatura,
tendiendo a aumentar el riesgo de incremento de condiciones anormales térmicas,
provocando que el motor deba protegerse contra el recalentamiento y otros factores
asociados.
Por lo anterior, el trabajo se enfocó en la parte de mantenimiento e ingeniería de
materiales ligada al funcionamiento de los motores de inducción de baja tensión, que son
los que más se encuentran en el país, buscando hacer hincapié en la necesidad de que
prevalezca un análisis preventivo de fallas eléctricas sobre la detección tardía de averías y
rescatando la necesidad de que en el país hayan normas que regulen el servicio que brindan
los talleres de rebobinado en función de los materiales y procesos que utilizan para llevar a
cabo su labor, en momentos donde la apertura comercial y la certificación de los procesos
industriales en materia de control de calidad, seguridad, entre otros, hacen que las
industrias tengan que garantizar maquinaria con un alto grado de eficiencia y calidad, para
seguir siendo competitivas en el mercado nacional e internacional.
5
1.1 Objetivos
En base a lo expuesto en los párrafos anteriores, el trabajo presenta una serie de
objetivos que intentan comprobar lo que lo planteado anteriormente.
1.1.1 Objetivo general
Desarrollar un estudio teórico-práctico sobre las principales fallas eléctricas en
motores de inducción trifásicos a baja tensión y hasta 25 HP, concentrándose
principalmente en fallas originadas en el sistema de aislamiento.
1.1.2 Objetivos específicos
• Explicar por medio de una metodología de análisis (modo de falla, patrón de falla,
apariencia, aplicación e historia de mantenimiento) las principales fallas eléctricas
en motores de inducción trifásicos a baja tensión.
• Determinar el origen de las fallas en el sistema de aislamiento y la relación que
tienen con los materiales que forman dicho sistema.
• Evaluar los materiales aislantes que componen un sistema de aislamiento
aplicándoles pruebas de medición de aislamiento.
• Determinar la relación entre un adecuado proceso de reparación de un motor en su
sistema de aislamiento (rebobinado) y la vida útil esperada.
6
1.2 Metodología
Se trató de dirigir el trabajo en 5 ejes principales que rigieran la investigación y que
combinaran la parte teórica con la parte práctica que implicaba el trabajo, partiendo del
hecho de que la mayoría de fallas en motores eléctricos son: predecibles, repetibles,
prevenibles y usualmente reparables.
El primer eje fue la selección de las fallas a estudiar, concentrándose en fallas
dentro del motor primordialmente y no tanto en las fallas que se originan producto del
entorno, tanto físico como eléctrico, en el que se localizan. Pese a que en el país no existen
estadísticas que cataloguen las fallas eléctricas en orden de incidencia, la experiencia indica
que a nivel eléctrico las principales fallas en motores de inducción a baja tensión son las
siguientes:
• Desequilibrio de tensiones.
• Excentricidad.
• Armónicas.
• Contaminación del sistema de aislamiento.
Una vez delimitadas las fallas a estudiar, el segundo eje modular del trabajo fue
dirigido a explicar los diversos tipos de fallas mediante la metodología de análisis de
causa – raíz, dicha metodología es un proceso de pensamiento que analiza las razones por
7
las cuales las cosas salen mal. Para aplicar este método en materia de fallas de motores
eléctricos el análisis de las mismas se compone de las siguientes partes:
• Modo de falla: Manifestación, forma u orden de la falla.
• Patrón de falla: ¿Cómo se configura la falla?
• Apariencia: Análisis de las partes que fallaron, el motor y el sistema donde opera.
• Aplicación: Examen minucioso del trabajo desarrollado por el motor y las
características de los tipos de cargas.
• Historia de mantenimiento.
Una vez descritos los tipos de fallas eléctricas que se pueden producir en los
motores de inducción, es necesario definir y caracterizar las pruebas que se realizan a los
motores para determinar su correcto funcionamiento o para detectar cuando estos han sido
objeto de alguna falla. En esta sección se le dio principal énfasis a clasificar las pruebas
dependiendo si el motor se encuentra operando o fuera de operación.
Luego de haber determinado los tipos de fallas eléctricas en motores y los tipos de
pruebas que permiten detectar y prevenir estas fallas, el análisis estuvo dirigido a un solo
tipo de falla, la originada por la contaminación en el sistema de aislamiento, para ello se
realizó un estudio del sistema de aislamiento en motores de inducción, haciendo énfasis en
los siguientes puntos:
8
• Estudio de los materiales aislantes en motores de inducción trifásicos a baja tensión
usados por las fábricas y los Centros de Servicio.
• Procesos de elaboración del sistema de aislamiento.
• Clasificación de los sistemas de aislamiento.
• Fallas eléctricas a nivel de aislamiento (causas, efectos).
Seguidamente, el quinto eje se basó en la confección de un protocolo de prueba
que permitiera realizar pruebas que facilitaran comparar la calidad de los materiales que se
utilizan en la construcción de los sistemas de aislamiento. Para realizarlo se formó una
matriz de casos donde las variables fueron los diferentes tipos de materiales de alambre
magneto y papel base aislante, y la manera en que se barnizan los bobinados formados por
esos materiales.
Luego, se realizó una prueba de incremento de voltaje utilizando el instrumento
de prueba denominado HI-POT. La idea de la prueba era medir la corriente de fuga en el
momento de falla, con la intención de poder comparar las características eléctricas de los
materiales que se combinaron para construir los sistemas de aislamiento de las bobinas de
prueba.
Finalmente un análisis de resultados de los datos que generó la prueba, con sus
respectivas gráficas, ayudaron a corroborar que la utilización desmedida de materiales de
baja calidad afecta enormemente la integridad y vida útil del motor.
9
CAPÍTULO 2: Desarrollo teórico
El motor es una máquina que recibe energía, ya sea eléctrica, química, térmica,
hidráulica, entre otras, y suministra energía mecánica en forma de rotación o translación, en
otras palabras, el motor se encarga de convertir energía principalmente eléctrica en
movimiento.
Figura 2.1 Principio de funcionamiento del motor eléctrico
Ahora bien, dentro de la gama de motores que se diseñan hoy en día, el motor
asincrónico o de inducción (objeto de estudio en este trabajo), “es una máquina de corriente
alterna, sin colector, donde el estator está conectado a la red y el rotor trabaja por
inducción, siendo la frecuencia de las fuerzas electromotrices inducidas, proporcional al
deslizamiento”[19].
Figura 2.2 Desarrollo de los motores de inducción en el siglo XX[16]
10
Estos motores tienen la peculiaridad de que no requieren de un campo magnético
alimentado con corriente continua, como en los casos del motor de corriente directa o del
motor sincrónico. En general, cuando se aplica una corriente alterna a un estator (hecho de
láminas de acero circulares con ranuras a lo largo de su periferia interior), “se produce un
campo magnético giratorio, este campo de acuerdo a las leyes de inducción
electromagnéticas, induce corriente en las bobinas del rotor produciendo otro campo
magnético opuesto según la ley de Lenz, de forma tal que el rotor empieza a girar tendiendo
a igualar la velocidad del campo magnético giratorio, sin que ello llegue a producirse, ya
que se debe garantizar una variación de flujo, indispensable para la inducción de corriente
en la bobina del inducido”[20].
Figura 2.3 Estator trifásico y su campo giratorio (Método gráfico)[12]
Figura 2.4 Las tres corrientes de secuencia positiva [12]
11
Los motores de inducción se clasifican de acuerdo a su rotor, en donde pueden ser
de rotor de jaula de ardilla o de rotor bobinado. Los motores de rotor de jaula de ardilla se
forman de conductores colocados en ranuras e igualmente distribuidos a lo largo de la
periferia del rotor. Así, los extremos de los conductores se ponen en cortocircuito por
anillos metálicos terminales.
De igual forma los motores de jaula de ardilla se subdividen en jaula simple,
profunda y doble. Los primeros se prefieren, en general, por razones de simplicidad, solidez
y costo. A su vez se pueden clasificar en motores de jaula de baja resistencia y motores de
jaula de alta resistencia, como lo muestra el siguiente esquema.
Figura 2.5 Tipos de motores de inducción según el tipo de rotor
Los motores con jaula de baja resistencia presentan corrientes de arranque más
elevadas y deslizamientos más bajos (en condiciones de operación) que los motores con
jaula de alta resistencia. Por otro lado, los motores con jaula de baja resistencia exhiben una
característica de par en función de la velocidad con el valor máximo cercano a la velocidad
Motores de Inducción
Motores jaula de ardilla
Motores rotor devanado
Jaula Simple
Jaula Doble
Jaula Profunda
Baja Resistencia
Alta Resistencia
12
sincrónica, mientras que en los motores con jaula de alta resistencia, el par máximo se
encuentra cercano al arranque.
Los primeros (de baja resistencia) se comportan bien para funcionamiento en
servicio continuo con un número de arranques de breve duración y frenados limitado,
mientras que los segundos (de alta resistencia) son adecuados para funcionar en servicio
intermitente con un número de arranques y frenados elevados o con arranques de larga
duración.
Por otro lado, los motores de doble jaula están compuestos por una jaula externa (de
alta resistencia y baja reactancia), que actúa predominantemente durante el arranque, y la
jaula interna (de baja resistencia y alta reactancia) que trabaja a la velocidad nominal.
Además las características de par en función de la velocidad de estos últimos motores
presentan un comportamiento distinto en función de las relaciones entre las resistencias y
las reactancias de las respectivas jaulas.
Ahora bien, el motor de inducción de rotor devanado se utiliza en aquellos casos en
los que la transmisión de potencia es demasiado elevada (a partir de 200 kW) y es necesario
reducir las corrientes de arranque. También se utiliza en circunstancias en las que se desea
regular la velocidad del eje. Su principal característica radica en que dentro del rotor se
aloja un conjunto de bobinas que además se pueden conectar al exterior a través de anillos
rozantes. Colocando resistencias variables en serie a los bobinados del rotor se consigue
disminuir en intensidad las corrientes de arranque. De la misma manera, gracias a un
13
conjunto de resistencias conectadas a los bobinados del rotor, se consigue regular la
velocidad del eje.
Pese a la gran variedad de motores de inducción en cuanto a sus características
constructivas y funcionales, así como a la gran diversidad de utilidad y servicio, los
motores de rotor de jaula de ardilla presentan ventajas, sobre el rotor devanado, tales como
su simplicidad constructiva y robustez, además del hecho de que el número de polos del
rotor es siempre igual al número de polos del estator con el cual está asociado, en otras
palabras, el mismo rotor puede usarse con un estator de una, dos, o tres fases. Sin embargo,
presenta la desventaja de que no permite las conexiones externas al rotor, por lo que
consecuentemente provoca que el control del motor se deba efectuar enteramente en el
estator.
2.1 Motor de inducción trifásico
Entre el estator y el rotor existe una separación de aire que debe ser lo más reducida
posible, sin que haya roce alguno, la cual se denomina entrehierro. Como se explicó
anteriormente, al suministrar una corriente alterna al devanado estator, se induce una
corriente de sentido opuesto en el devanado del rotor, generando un flujo magnético en el
entrehierro, siempre que éste último esté cerrado en cortocircuito o a través de una
impedancia exterior. En los motores asincrónicos trifásicos, se hacen circular corrientes
alternas que generan un campo magnético sinusoidal que gira sincrónicamente (velocidad
de sincronismo) con la frecuencia de la fuente de alimentación del motor. El motor de
inducción en vacío puede llegar a alcanzar velocidades casi guales a la del sincronismo,
14
pero en el momento en que se aplica carga, la velocidad se reduce a un valor inferior a esta,
de ahí el nombre de motores asincrónicos.
La característica esencial que distingue a la máquina de inducción de los otros tipos
de motores eléctricos, es que “las corrientes en el rotor se engendran solamente por
inducción, en vez de ser suministradas por una excitatriz de corriente continua u otra fuente
exterior de energía, como en las máquinas sincrónicas y en las de corriente continua”[19].
Así, el devanado estatórico formado de p pares de polos, es alimentado por el
sistema de corrientes trifásicas, creando un campo giratorio de velocidad angular Ω = ω / p
[rad/s], que expresada en vueltas por minuto, viene dada por:
p
fns60
= (2.1-1)
donde f es la frecuencia de la red en Hz. A esta velocidad se la denomina velocidad
sincrónica.
Si se observa la figura 2.6, las zonas de entrada de las líneas del campo magnético
corresponden al polo norte de éste, y las zonas de salida, corresponderían al polo sur,
situándose a 180º. El número de polos viene normalizado y se pueden construir motores de
2, 4, 6, 8, 10, 12, entre otros.
15
Figura 2.6 Distribución de los polos en una máquina asincrónica[12]
A partir de la velocidad sincrónica puede obtenerse el deslizamiento, que se define
como “la relación que existe entre la diferencia de velocidad del campo magnético giratorio
creado por el devanado estatórico y del campo inducido en el rotor, y la velocidad del
campo inductor creado por el estator”[12], la cual puede expresarse de la siguiente forma:
s
s
nnn
s−
= (2.1-2)
donde ns es la velocidad sincrónica y n la velocidad del rotor.
Por otro lado, como en el sistema trifásico la suma de los vectores instantáneos de
las tres corrientes es, en cada momento, igual a cero, se puede llegar a reducir, agrupando,
los seis bornes o conductores para un devanado trifásico, a tres. Dicha agrupación se puede
realizar de dos formas distintas, denominadas conexión estrella y conexión triángulo o
delta.
a) Conexión estrella (Y): Resulta de unir los extremos finales de las tres ranuras en un
punto común, llamado neutro o centro de la estrella. La tensión entre bornes es, en este
16
caso, raíz de tres veces la de la fase, mientras que la corriente de línea es la misma que la de
fase.
b) Conexión triángulo (∆): Resulta de conectar sucesivamente los extremos de las tres
ranuras, y los puntos de unión resultantes, con la red. Las tensiones en cada fase del
devanado son las mismas que la de la red, mientras que la corriente de línea es raíz de tres
veces superior a la de fase.
Figura 2.7 Esquemas de conexión para máquinas trifásicas con rotor de jaula de
ardilla[21]
Ahora bien, el motor de inducción presenta características propias que determinan
su función, su constitución y operación en relación con la aplicación a la que fueron
diseñados, combinando propiedades eléctricas y mecánicas, las cuales se detallan a
continuación:
17
a) Producción de la f.e.m: Se supone que el sistema inductor produce un flujo
giratorio de p pares de polos e inducción B senoidalmente distribuida en el
entrehierro, avazando con una velocidad constante v. Según la ecuación vlB ⋅⋅=ε ,
la f.e.m inducida, en cada lado de bobina sigue una ley de variación senoidal en el
tiempo, a razón de P períodos por cada revolución del inductor, y con ello la
frecuencia f (en Hz), si la velocidad de giro es de n rev/min, tiene un valor de
60npf ⋅
= . Así, suponiendo una sola bobina de N espiras y anchura o paso diametral
igual al paso polar, las f.e.m inducidas en los 2N conductores de las ranuras se
suman en fase para dar la f.e.m total ε de la bobina:
vIBN m ⋅=2
2ε (2.1-3)
donde ε viene calculada en su valor eficaz y Bm expresada en su valor máximo.
18
Figura 2.8 F.e.m de los devanados concéntricos y distribuidos[13]
En motores trifásicos el bobinado de cada fase se extiende sobre 1/3 del paso de
cada polo (60º eléctricos), como se muestra en la figura 2.8c. De acuerdo con esta
distribución espacial de las bobinas individuales, las f.e.m inducidas en ellas,
aunque pertenezcan a la misma fase, se hallan desfasadas entre sí en el tiempo, y la
suma que resulta de la composición vectorial de las mismas, da un valor inferior al
que se obtendría con un devanado concentrado.
b) Factor de distribución: Conocido como coeficiente de reducción ξd, hace que la
expresión de la f.e.m total por fase tome entonces la forma:
φξε ⋅⋅⋅⋅= Nf d44.4 (2.1-4)
19
Su valor es independiente de la forma en que se conectan los conductores de las
ranuras de un polo con los del polo próximo, en otras palabras, resulta
independiente de la forma de las cabezas de la bobina, ya que el orden de los
sumandos no altera la suma, aunque sea vectorial.
c) Acortamiento de paso: Hasta el momento se ha supuesto que los lados de la
bobina abrazan un ángulo de 180º eléctricos, es decir, un paso polar completo y, por
tanto, el flujo íntegro de un polo. Si la separación entre ambos lados es menor que la
indicada, la bobina abraza sólo un parte del flujo polar. Estas bobinas se denominan
de paso acortado o de cuerdas y para determinar el valor máximo del flujo abrazado
es preciso integrar la función de éste a lo largo del arco b subtendido por la bobina
de paso acortado, y suponer una repartición senoidal de dicho flujo. En general el
acortamiento de paso origina, junto con la disminución de tensión, una reducción en
la longitud de las cabezas de la bobina.
d) Inclinación de ranura: A menudo con el objeto de mejorar la onda de campo se
realiza una inclinación de las ranuras con respecto a la generatriz cilíndrica, o los
bordes longitudinales de las expansiones polares con respecto al eje de giro. En
estas condiciones la tensión magnética a lo largo del entrehierro ya no es un
rectángulo sino un trapecio. El efecto magnético es, pues, equivalente al de un
devanado distribuido uniformemente que cubriera toda la zona de inclinación.
20
2.1.1 Circuitos equivalentes
Para analizar el funcionamiento en régimen permanente de la máquina de inducción
conectada a la red, en cualquier forma de funcionamiento, se utiliza principalmente, el
circuito equivalente de parámetros constantes para jaula simple o jaula doble. En estos
circuitos aparecen todos los parámetros de la máquina con sus valores efectivos referidos al
estator.
2.1.1.1 Jaula simple[9]
Para obtener las expresiones de todas las corrientes que intervienen en el circuito se
emplea el caso más sencillo, el de rotor de jaula simple.
Xmu
1
2
X2'1 2
Rf e
R1
R2'/s
X11 2
Figura 2.9 Circuito equivalente para rotor de jaula simple
En este caso, R1 es la resistencia del estator, X1 incluye la reactancia de la ranura, la
de la cabeza de la bobina y la doblemente concatenada del estator; luego Xmu es la
reactancia de magnetización, Rfe es la resistencia del hierro, X2 incluye la reactancia de
ranura, la doblemente concatenada, la de los anillos y la de la inclinación de la ranura y R2
es la resistencia del rotor. En el circuito equivalente de la figura 2.9 los valores de todas las
V
21
impedancias son constantes, menos la impedancia rotórica Z2(s), que varía con el
deslizamiento:
22
2 )( jXs
RsZ += (2.1.1.1-1)
Por tanto, para efectos de análisis, la máquina de inducción se comporta desde los
terminales del estator como una impedancia cuyo valor varía con la velocidad. Una vez
establecido el valor de esta impedancia es fácil determinar la corriente estatórica.
2.1.1.2 Jaula Doble[9]
El circuito equivalente para un rotor de jaula doble viene representado en la figura
2.10
Re'/s
X11 2
Ri'/s
R1
Xi'
1
2
Rf e
Xie1 2
Rie'/s
Xmu
1
2 Xe'
1
2
Figura 2.10 Circuito equivalente para rotor de jaula doble
Para este circuito, R1 es la resistencia del estator, X1 incluye la reactancia de la
ranura, la de la cabeza de la bobina y la doblemente concatenada del estator, Xmu es la
reactancia de magnetización, Rfe es la resistencia del hierro, X2 incluye la reactancia de
ranura, la doblemente concatenada, la de los anillos y la de la inclinación de la ranura y R2
V
22
es la resistencia de los anillos del rotor. Por otro lado, Re es la resistencia de jaula exterior
del rotor, R es la resistencia de la jaula interior, Xe es la reactancia de la ranura exterior y X
es la reactancia de la ranura interior del rotor.
2.1.2 Balance de potencias y rendimiento[5]
Se parte de la potencia eléctrica absorbida de la red por el estator P1, de la cual, una
parte se degrada en calor por efecto Joule en la resistencia R1. A esta potencia se denomina
potencia de pérdidas por efecto Joule en el estator PJ1. Así la diferencia entre la potencia
eléctrica absorbida y la potencia de pérdidas por efecto Joule es la potencia disponible para
crear el campo magnético giratorio, y a partir del principio de conservación de la energía,
esta potencia pasa íntegra al campo magnético. Ahora bien, el giro del campo determina, en
la corona magnética del estator y en los cuerpos magnéticos inmediatos al entrehierro, la
inducción de corrientes por Foucault y el fenómeno de histéresis que dan lugar a las
pérdidas en el hierro del estator, provocando una reducción en la potencia disponible en el
entrehierro del campo giratorio.
Estas pérdidas son las que fijan el valor de la componente de pérdidas IFe de la
corriente de excitación y si se deduce de la potencia de campo magnético giratorio las
pérdidas en el hierro, PFe1, se tiene la potencia electromagnética transmitida por inducción
al secundario Pa.
Esta potencia con el rotor en reposo y el devanado cerrado sobre sí mismo se
disiparía en calor por efecto Joule, sin embargo para el caso en que el rotor está en
23
movimiento sólo una parte de la potencia se pierde por efecto Joule, la cual corresponde a
la resistencia del devanado rotórico, el resto aparece como potencia mecánica interna del
motor, potencia igual al producto del par interno M1 por la velocidad angular del rotor.
Por otro lado, la potencia correspondiente a las pérdidas por efecto Joule en el
devanado del rotor PCU2, es igual al producto de la potencia electromagnética transmitida
por inducción al secundario, multiplicada por el deslizamiento. A partir de las pérdidas por
efecto Joule en el devanado del rotor, se obtiene la potencia que se recoge en el rotor en
forma mecánica, potencia mecánica interna Pmi.
Aún cuando se puede agregar que el campo magnético origina a su vez corrientes
de Foucault y pérdidas por histéresis en las placas del circuito magnético del rotor, las
pérdidas en el hierro del rotor PFe2 en operación, al ser el deslizamiento muy pequeño y por
lo tanto la frecuencia rotórica muy baja, son, para efectos prácticos, despreciables.
La potencia útil en el eje del motor P2, que viene siendo la potencia de salida del
motor, es menor a la potencia mecánica interna debido a las pérdidas por rozamientos y
resistencia del aire (ventilación incluida) provocadas por el giro del rotor, y que se llaman
comúnmente pérdidas mecánicas Pm, a las cuales, en un análisis más exacto, habría que
añadir las pérdidas adicionales o suplementarias Pz, pérdidas residuales en el motor y que
son difíciles de determinar por mediación directa o cálculo. Estas pérdidas se producen bajo
carga, generalmente varían con el cuadrado del par y se dividen en pérdidas del campo
24
principal, pérdidas del campo armónico y pérdidas inducidas en el devanado del estator
debido al rotor.
Finalmente el rendimiento del motor de inducción viene dado por la relación entre
la potencia útil en el eje del motor P2 o potencia de salida y la potencia eléctrica absorbida
de la red por el estator P1 o potencia de entrada, como se expresa en la siguiente ecuación:
%1001
2 ⋅=PP
η (2.1.2-1)
La figura 2.11 muestra la distribución de pérdidas en un motor de inducción trifásico.
37%
18%20%
9%
16%Joule en el estatorJoule en el rotorMagnéticasMecánicasAdicionales
Figura 2.11 Distribución de pérdidas en un motor de inducción trifásico[21]
De la misma forma la figura 2.12 da una visión más representativa de la potencia
con que empieza a operar el motor en relación a las pérdidas que tiene a lo largo de su
funcionamiento.
25
Figura 2.12 Esquema de pérdidas durante la operación del motor de inducción
trifásico[21]
2.1.3 Par motor y par resistente
El recorrido del par de giro de un motor con rotor de jaula puede estar influenciado,
en gran medida, por el material de las barras del rotor y por la forma de su sección. A la
vista de la curva característica del par motor en función de la velocidad de giro del motor,
se diferencian los siguientes pares especiales individuales:
• Par nominal MN (a la velocidad nominal, nN).
• Par máximo MK (par máximo en operación).
• Par de arranque MA (par estático).
• Par de bache MS (par mínimo entre la parada y el par máximo).
26
El par mínimo y el máximo no siempre existen en todos los motores, por otro lado
como par de aceleración Mb se designa al exceso del par M desarrollado por el motor
respecto al par resistente exigido por la máquina operadora.
Figura 2.13 Curva característica de los motores de inducción[7]
Al principio, los motores para accionamientos individuales, por falta de experiencia,
solían calcularse para un par de arranque demasiado alto. Incluso se llegó a juzgar la
calidad del accionamiento, en función del valor de este par. Según los nuevos
conocimientos, el arranque con un par elevado resulta poco conveniente e incluso nocivo
para la mayoría de las máquinas. Por esta razón se tiende a adaptar el recorrido del par de
los motores a las condiciones de arranque más frecuentes en la práctica, en especial la
curva de par resistente, de forma tal que se pueda garantizar una aceleración segura y
“suave” en la medida de lo posible.
27
2.1.4 Arranque y aceleración
El arranque es uno de los principales problemas que se presentan los motores
asincrónicos trifásicos, debido a que la rápida aceleración del sistema motor-carga requiere
un elevado par de arranque, el cual debe ser superior al par resistente de la carga y los
rozamientos por cojinetes.
Así pues, la intensidad de arranque es otro problema a tomar en consideración, ya
que en ocasiones puede ser muy elevada produciendo perturbaciones en las redes de
distribución. Para la aceleración de masas en movimiento es necesario un par de
aceleración Mb, por consiguiente, el par motor M debe ser mayor que el par resistente Mg,
entre la parada y la velocidad de régimen, puesto que sólo se dispone como par de
aceleración Mb, la diferencia M-Mg. Así, pues, el valor del par de arranque y del par de
bache en el tiempo de aceleración deseado deben corresponder, sobre todo, a la magnitud
de las masas arrastradas y al par resistente de las máquinas de trabajo.
2.1.5 Corriente y par de arranque
Con vistas a la red y a los aparatos de maniobra se deben mantener reducida la
corriente de arranque de los motores de conexión directa. Por lo general, su intensidad se
expresa como múltiplo de la corriente nominal y permite así la comparación de motores de
distintos tamaños. Una corriente de arranque excesivamente pequeña repercute de forma
desfavorable sobre los valores técnicos de las máquinas, y especialmente sobre el par de
28
arranque, el par máximo, y el factor de potencia nominal. La influencia sobre el
rendimiento es, por el contrario, reducida.
El par de arranque sirve para acelerar el accionamiento en reposo y tiene que ser tan
grande como para superar el par resistente o resistente del accionamiento y la fricción en
reposo, pero al mismo tiempo no se desea que produzca grandes aceleraciones porque
puede dañar el engranaje.
Ahora bien, la norma NEMA MG-1 "Motores y Generadores" en los Estados
Unidos y la IEC 60034-12 "Características de arranque de motores trifásicos de jaula de
una velocidad" en Europa, definen una serie de diseños normalizados con diferentes
características de par en función de la velocidad, para ayudar a elegir los motores más
apropiados para la amplia variedad de aplicaciones industriales.
Los motores trifásicos de inducción con rotor jaula de acuerdo con las
características del par en función de la velocidad y de la corriente que toman en el arranque,
se les clasifica en diseños o categorías cada una adecuada a un tipo de carga.
Según la terminología de la NEMA MG-1, la figura 2.13 muestra curvas típicas de
par en función de la velocidad para algunos de los diseños, que corresponden a motores de
4 polos y para un rango de potencias entre 7.5 a 200 Hp.
29
Figura 2.14 Curvas típicas de par en función de la velocidad en motores diseño
NEMA[21]
Así, las letras corresponden a distintos diseños de motores que tienen características
de funcionamiento bien definidas.
a) Diseño clase A: “Son motores diseñados para arrancar con plena tensión,
desarrollando un par de arranque para distintas potencias y velocidades y para
frecuencias de 50 y 60 Hz”[21], y un par máximo como se indica en la Tabla 2.1, con
corrientes de arranque superiores a las establecidas en esta norma para motores B, C
y D, y deslizamiento menor del 5%”. Este diseño tiene un rotor de jaula simple de
30
baja resistencia con buen rendimiento en condiciones normales. En general el par
máximo supera en 2,5 veces el par nominal y la corriente de arranque alcanza
valores entre 5 y 8 veces la nominal. En potencias menores de 5 kW (7,5 HP), las
corrientes de arranque quedan dentro de los límites de los valores pico que pueden
tolerar los sistemas de distribución que los alimenta, en consecuencia se puede
emplear el arranque directo.
Tabla 2.1 Par de arranque máximo (%) para motores diseño NEMA A y B, en función
de la potencia para frecuencias de 50Hz y 60Hz[21]
Hp 2 polos 4 polos 6 polos 8 polos
0.5 - - - 225
0.75 - - 275 220
1 - 300 265 215
1.5 250 280 250 210
2 240 270 240 210
3 230 250 230 205
5 215 225 215 205
7.5 200 215 205 200
10 200 200 200 200
125 200 200 200 200
150 200 200 200 200
200 200 200 200 200
250 175 175 175 175
300 175 175 175 -
350 175 175 175 -
400 175 175 - -
500 175 175 - -
31
b) Diseño clase B: Son motores diseñados para arrancar a plena tensión desarrollando
un par de arranque como el que se indica en la tabla 2.1. Es adecuado para
aplicaciones generales, tienen un par de arranque superior a los de clase A pero la
corriente de arranque es menor (del orden del 75%). Este tipo de motores tiene una
reactancia de dispersión alta y se logra con rotores de doble jaula o jaula profunda.
El rendimiento y deslizamiento a plena carga son buenos, similares a los de clase A
y al tener alta reactancia tienen la propiedad de disminuir un poco el factor de
potencia y bajar el par máximo.
c) Diseño clase C: Son motores diseñados para arrancar con plena tensión,
desarrollando un par de arranque y un par máximo como muestra la Tabla 2.2, para
aplicaciones que requieren un alto par y baja corriente de arranque. Se trata de
rotores de doble jaula con mayor resistencia que los de clase B.
Tabla 2.2 Par de arranque para motores diseño NEMA C, en función de la potencia,
velocidad y frecuencia[21]
DISEÑO C, 50 y 60 Hertz - PAR MAXIMO (%)
Hp 4 polos 6 polos 8 polos 1 200 225 200
1.5 200 225 200
2 200 225 200
3 200 225 200
5 200 200 200
7.5 200 190 190
20 200 190 190
25 200 190 190
200 190 190 190
32
d) Diseño clase D: Son motores diseñados para arrancar con plena tensión,
desarrollando un par de arranque que para motores de 4, 6 y 8 polos y potencia
hasta 150 HP, no debe ser menor de 275%, y alto deslizamiento mayor del 5%. Se
trata de rotores de jaula con alta resistencia, tienen menor rendimiento en
condiciones normales de funcionamiento. Se utilizan para impulsar cargas
intermitentes que requieren una gran aceleración.
e) Diseño clase E: Son motores diseñados para arrancar con plena tensión,
desarrollando un par máximo como se indica en la Tabla 2.3. Son adecuados para
aplicaciones generales, con deslizamiento menor al 5%.
33
Tabla 2.3 Par de arranque para motores diseño NEMA E, en función de la potencia,
velocidad y frecuencia[21]
DISEÑO E, 50 y 60 Hertz - PAR MAXIMO (%)
Hp 2 polos 4 polos 6 polos 8 polos 0.5 200 200 170 160
0.75 200 200 170 160
1 200 200 180 170
1.5 200 200 190 180
2 200 200 190 180
3 200 200 190 180
5 200 200 190 180
7.5 200 200 190 180
10 200 200 180 170
15 200 200 180 170
20 200 200 180 170
25 190 190 180 170
30 190 190 180 170
40 190 190 180 170
50 190 190 180 170
60 180 180 170 170
75 180 180 170 170
100 180 180 170 160
125 180 180 170 160
150 170 170 170 160
200 170 170 170 160
250 170 170 160 160
300 170 170 160 -
350 160 160 160 -
400 160 160 - -
450 160 160 - -
500 160 160 - -
f) Diseño clase F: También conocidos como motores de doble jaula y bajo par, están
diseñados principalmente como motores de baja corriente, porque necesitan la
menor corriente de arranque de todas las clases. Tiene una alta resistencia del rotor
tanto en su devanado de arranque como en el de funcionamiento y tienden a
34
aumentar la impedancia de arranque y de marcha, y a reducir la corriente de marcha
y de arranque. El rotor de clase F se diseñó para remplazar al motor de clase B. El
motor de clase F produce pares de arranque aproximadamente 1.25 veces el par
nominal y corrientes de arranque bajas, de 2 a 4 veces la nominal. Los motores de
esta clase se fabrican de la capacidad de 25 HP para servicio directo de la línea.
Debido a la resistencia del rotor relativamente alta de arranque y de operación, estos
motores tienen menos regulación de voltaje que los de clase B, bajas capacidades de
sobrecarga y en general son de baja eficiencia. Sin embargo, cuando se arrancan con
grandes cargas, las bajas corrientes de arranque eliminan la necesidad de equipo
para voltaje reducido, aún en los tamaños grandes.
2.1.6 Tipos de arranque en motores de rotor de jaula[20]
Hay cuatro tipos de arranque:
a) Conexión directa (Voltaje pleno): Es la forma más sencilla de conectar los motores
trifásicos con rotor de jaula. Este procedimiento es usual en casi todas las aplicaciones
industriales y debería ser utilizado siempre y cuando las condiciones de la red lo permitan.
El método consiste en la conexión del motor directamente a la tensión nominal de la red.
En este arranque inicialmente se dan unos valores muy elevados, el par puede ser el doble
del nominal y la intensidad de corriente hasta diez veces superior a la intensidad nominal.
35
b) Conexión estrella-delta: Las medidas para limitar la corriente de arranque en un motor
con rotor de jaula, al que no puede realizarse ninguna modificación, consisten normalmente
en aplicar, al motor durante el arranque, una tensión reducida. Este tipo de conexión radica
en arrancar el motor conectado en estrella y una vez que alcanza la velocidad de régimen se
conecta en delta. La corriente de arranque desciende en las acometidas a la red a menos de
un tercio. El par de arranque se reduce en igual proporción que la corriente de la red y, por
ende, es menor de un tercio del par de arranque en conexión directa. La conmutación se
produciría antes que se cruzaran el par resistente y el par motor en conexión triangulo.
c) Conexión con transformador de arranque: Con este método se reduce la tensión
aplicada al motor por medio de un transformador de arranque, la intensidad de parada se
reduce en igual proporción, mientras que el par de bache y la intensidad de red disminuyen
de forma cuadrática.
d) Conexión con resistencia al estator: Se utiliza en los casos en que hay que reducir el
par de arranque del motor con medios elementales.
36
CAPÍTULO 3: Fallas eléctricas en motores de inducción
trifásicos en baja tensión
La mayoría de fallas en motores eléctricos son predecibles, prevenibles, repetibles y
en la mayoría de los casos, reparables.
El detectar fallas eléctricas en una máquina rotatoria permite evaluar su condición y
su eficiencia de funcionamiento ya que en la mayoría de los casos los desperfectos
conducen a un consumo mayor de energía eléctrica y al desmejoramiento de la potencia
reactiva, provocando un bajo factor de potencia, el cual es penalizado por las empresas
distribuidoras de energía eléctrica. Estudios efectuados en la década de los noventas, por el
Electrical Power Research Institute (Instituto EPRI) en los Estados Unidos en conjunto con
la firma General Electric (GE) revelan que “el mayor porcentaje de incidencia de falla en
motores eléctricos (47%) tiene como causa defectos de tipo eléctrico, aún cuando una falla
mecánica sea la causa aparente”[3].
41%
37%
10%
12%
COJINETESESTATORROTOROTROS
Figura 3.1 Datos estadísticos de fallas de motores asincrónicos en USA[3]
37
Del mismo estudio se desprende la siguiente tabla:
Tabla 3.1 Causas de fallas en los motores de inducción en Estados Unidos según
estudio de la EPRI y la GE[21]
COJINETES 41% ESTATOR 37% ROTOR 10%
Cojinetes de rodamiento 16% Aislamiento a tierra 23% Jaula 5%
Cojinetes de fricción 8% Aislamiento entre espiras 4% Eje 2%
Empaquetaduras 6% Tirantes 3% Núcleo magnético 1%
Cojinetes de empuje 5% Cuñas 1%
Lubricación 3% Carcasa 1%
Núcleo magnético 1%
Otras 3% Otras 4% Otras 2%
Así, de ese conglomerado de problemas que desembocan en fallas en los motores de
inducción trifásicos, se decidió investigar las más representativas del entorno costarricense,
las cuales se explican a continuación.
3.1 Desequilibrio de tensiones
El Ing.Gabriel Ordónez Plata en su ponencia “Perturbaciones en la onda de tensión:
huecos y sobretensiones”[19], define el desbalance de tensión como una “condición para la
cual las tres tensiones de un sistema trifásico, difieren en magnitud y/o no están desfasadas
38
2π/3 radianes entre si”[19]. A sí mismo, define la magnitud del desbalance como “la máxima
desviación de la magnitud de tensión de cada una de las tres fases con respecto a la
magnitud promedio del sistema trifásico, dividida por la magnitud promedio”[19] y al ángulo
de fase del desbalance como “la máxima desviación de la diferencia de ángulos de fases
entre las tres tensiones del sistema, dividida entre 2π/3 radianes”[19].
Cuando los voltajes de línea aplicados a un motor no están balanceados, es decir, se
encuentran desequilibrados, se desarrollan corrientes desbalanceadas en los devanados del
estator, las cuales se les conoce como corrientes de secuencia negativa, reduciendo el
torque del motor. Estas corrientes producen dos efectos importantes, aumentan la
temperatura en el devanado dañando su aislamiento y aumentan su vibración.
Figura 3.2 Devanado dañado por desbalance de tensión[17]
Así mismo, un aumento de la temperatura por encima del valor permitido provoca
daños en el aislamiento, y el aumento en los niveles de vibración provoca, en algún grado
39
solturas mecánicas, rodamientos y aflojamiento de las bobinas, o en otras palabras,
agotamientos mecánicos que reducen la vida útil del motor. Con desbalances de voltaje en
el sistema, la potencia de placa de un motor debe ser multiplicada por un factor de
reducción ya que de acuerdo con la National Electrical Manufacturers Association
(NEMA) de los Estados Unidos, ningún motor debe ser operado con desbalances de voltaje
mayores a un 5%. Así, se debe determinar el valor del voltaje de alimentación del motor, ya
que un pequeño desbalance de voltaje entre fases produce un desbalance de corrientes
considerable.
Si se colocase un observador mirando del motor hacia la red de distribución
eléctrica, este vería como si se le estuviera introduciendo corrientes de secuencia negativa
que reducen el torque del motor y provocan que la corriente que el motor absorba sea del
orden de la corriente de arranque. Así, un desbalance en la tensión del 1% puede producir
diferencias del 6% al 10% en la corriente.
Se puede decir entonces, que el desequilibrio en las tensiones de las tres fases es
una de las mayores causas de avería en motores de inducción. Es importante destacar que
un motor debe entregar una cantidad fija de energía mecánica y por consecuencia esta
energía debe provenir de un sistema eléctrico. Así, una reducción de tensión debe
necesariamente acompañarse de un incremento en la corriente para entregar relativamente
la misma potencia.
40
Se tiene entonces que desbalances de voltaje o una operación en donde se haya
perdido una de las fases que alimenta al motor trifásico como se muestra en la figura 3.3,
pueden ocasionar calentamientos excesivos que terminarán por generar una falla.
Figura 3.3 Devanado dañado debido a la pérdida de una fase[17]
Otro aspecto importante es el fenómeno que ocurre en el par de rotación del motor
de inducción, ya que este es directamente proporcional al cuadrado del valor de la tensión
de alimentación. De hecho, el flujo que recorre el circuito magnético mφ del motor es
directamente proporcional a la tensión en los bornes, lo cual se comprueba en la siguiente
ecuación:
81044.4 fN
fem m ⋅⋅⋅=
φ (3.1-1)
Por otra parte, se sabe que la fem generada en el bobinado del motor es proporcional
al valor del flujo magnético, por lo que al igual que este, la intensidad de corriente rotórica
41
varía en proporción directa con la tensión en bornes del motor. En resumen, dos de los
factores que forman el momento de rotación del motor asincrónico, varían en proporción
directa con la tensión en los bornes, lo que permite afirmar que dicho momento es
directamente proporcional al cuadrado de la tensión. La variación de la tensión en los
bornes de un motor asincrónico influye sobre el valor de su potencia útil, ya que esta varía
en proporción directa al momento de rotación o, lo que es igual, en proporción directa con
el cuadrado de la tensión en bornes. Así que cualquier desbalance en la tensión del sistema
influiría irremediablemente en el par o momento de rotación del motor de inducción
trifásico.
De manera contraria, el momento de rotación de un motor asincrónico varía en
proporción inversa al cuadrado del valor de la frecuencia de las corrientes de alimentación.
Si bien es cierto, se sabe que la fuerza electromotriz rotórica depende del valor del flujo
magnético por lo que al igual que este, las corrientes que recorren los conductores del
bobinado del motor varían en proporción inversa con la frecuencia de la red.
Otro parámetro que depende intrínsicamente de la tensión y que por ende se ve
afectado por cualquier desequilibrio de voltaje, es el deslizamiento, ya que la corriente
rotórica, la cual es uno de los factores que componen el momento de rotación, es
proporcional al valor de la fem generada en los conductores del rotor, por lo que en
definitiva depende del deslizamiento.
42
A manera de resumen, se puede decir entonces que las variaciones en tensión y
frecuencia en la red de alimentación a la cual está conectado el motor de inducción
trifásico, presentan las siguientes implicaciones:
• Variaciones de la tensión a frecuencia constante, implica que el par de arranque y
el par motor máximo presenten perturbaciones ya que varían con el cuadrado de la
tensión.
• Variaciones de la frecuencia con tensión constante, implica que los valores
absolutos de los pares de arranque y motor máximo se modifiquen, ya que son
inversamente proporcionales al cuadrado de la frecuencia, de donde la corriente de
arranque es inversamente proporcional a la frecuencia.
• Variaciones de la tensión y la frecuencia, si varía la tensión y la frecuencia en el
mismo sentido y proporción, varían las revoluciones y la potencia
proporcionalmente con la frecuencia.
3.2 Excentricidad
Se conoce por excentricidad a una desviación considerable en la circunferencia de
una porción, que para el presente trabajo, sería el rotor. A simple vista se consideraría este
fenómeno como una causa de un defecto de fábrica, del constante uso o algún golpe en su
instalación o en su manipulación, sin embargo lo que implica este fenómeno permite
analizar, modelar y tratar de comprender, en cierta medida, las complejas relaciones que
43
ocurren en el interior del motor y que a simple vista se traducen en fenómenos mecánicos
como la vibración.
El rotor de un motor debe estar centrado con respecto al estator, de donde existe un
espacio entre estos denominado entrehierro, si este no esta bien distribuido en los 360° del
motor se producen campos magnéticos desiguales. Se ha discutido ampliamente el efecto
adverso que provocan estos campos magnéticos desiguales que generan fallas en el
aislamiento y fallas en los rodamientos.
Figura 3.4 Sección rotor-estator sin excentricidad del rotor y esfuerzos laterales
compensados
Figura 3.5 Sección con mínimo entrehierro a un lado de la sección provocando un
esfuerzo no compensado
44
Para intentar comprender lo que ocurre en el interior del motor de inducción
trifásico en presencia de este fenómeno, se partió del modelo de circuitos múltiplemente
acoplados propuesto por el ingeniero Luo en su trabajo “Multiple Coupled Circuit
Modeling of Induction Machine”[14] (1995). En este modelo se desprecian los efectos de la
saturación y las corrientes parásitas y se suponen las barras del rotor aisladas, además se
considera un motor de inducción con m circuitos en el estator y n barras en el rotor. Así, la
jaula del rotor puede ser vista como n mallas idénticas e igualmente espaciadas, formadas
por dos barras consecutivas más una malla de corriente en uno de los anillos según se
muestra en la figura 3.6.
Figura 3.6 Circuito equivalente del rotor jaula de ardilla[14]
La corriente en el anillo ie es igual a cero si éste se encuentra completo. Las
ecuaciones de tensión de los lazos del estator y del rotor vienen dadas, en forma matricial
por,
45
dt
dIRV S
SSSλ
+= (3.2-1)
dt
dIRV r
rrrλ
+= (3.2-2)
Donde,
[ ]TSm
SSS vvvV ⋅⋅⋅= 21 (3.2-3)
[ ]TenrV 0000 ⋅⋅⋅= (3.2-4)
[ ]TSm
SSS iiiI ⋅⋅⋅= 21 (3.2-5)
[ ]Tern
rrS iiiiI ⋅⋅⋅= 21 (3.2-6)
Ahora bien, los flujos enlazados por el estator y el rotor vienen dados por:
rSrSSSS ILIL +=λ (3.2-7)
rrrSrSr ILIL +=λ (3.2-8)
LSS es una matriz de mm× con las inductancias mutuas del estator, Lrr es una matriz
de ( ) ( )11 +×+ nn con las inductancias mutuas del rotor, LSr es una matriz de ( )1+× nm
con las inductancias mutuas entre las fases del estator y los lazos del rotor, y LrS es una
matriz de ( ) mn ×+1 con las inductancias mutuas entre los lazos del rotor y las fases del
estator.
46
Lo anterior permite calcular las inductancias mutuas que se utilizaron en el modelo
de circuitos múltiplemente acoplados. Estas inductancias, pueden determinarse a partir de
de la afirmación que de la inductancia entre dos bobinas del estator, dos lazos del rotor, o
mutua entre el estator y el rotor, cualesquiera A y B, puede encontrarse a partir de:
( ) ( ) ( ) ( ) φθφθφθφµθπ
∫ ∫ −=2
0 0
10 ,,,,,, dzdzgzNznrL
L
rrArBrBA (3.2-9)
donde µ0 es la permeabilidad del aire, r es el radio medio entre el estator y el rotor, θr es el
ángulo del rotor respecto a un punto fijo en el estator, φ y z son la posición angular y axial,
respectivamente, de un punto arbitrario del entrehierro, ( )rzg θφ ,,1− es la inversa de la
función del entrehierro, ( )rzn θφ ,, es llamada “Distribución Espacial de Bobinados” y
( )rzN θφ ,, es la “Función de los Bobinados Modificada”.
Las ecuaciones anteriores permiten tomar en cuenta, en el cálculo de las
inductancias, los efectos de las distintas configuraciones o distribuciones de barras y
bobinados a través de las funciones de distribución espacial de estos. Debido a que esta
igualdad representa la distribución, tanto en función de la posición en el estator como a lo
largo del eje axial, es posible analizar el efecto del cruzamiento de las barras del rotor o
bobinas del estator. Los efectos de variaciones en el entrehierro tales como ranuras del
estator o del rotor y excentricidad estática o dinámica pueden ser modelados a partir de la
función del entrehierro que representa la distancia en dirección radial entre el estator y el
rotor.
47
Ahora bien, las anomalías en el rotor sobre todo las excentricidades, afectan en
proporción directa ciertos parámetros del motor de inducción tales como inductancias y
resistencias, generando irregularidades que dependen de la posición del rotor. Por este
motivo pueden ser aplicadas las técnicas de estimación tanto para la obtención de la
posición del rotor como para la detección y diagnóstico de fallas.
Como se describe el trabajo titulado “A Method for Dynamic Simulation of Air-Gap
Eccentricity in Induction Machines”[22] de Toliyat, existen dos tipos de excentricidad:
estática y dinámica. La excentricidad estática “puede producirse por deformaciones del
estator o desplazamiento del eje del rotor respecto al del estator”[22], por tal motivo el
entrehierro no es uniforme pero permanece constante cuando gira el rotor. Generalmente
este tipo de problemas es causado cuando los alojamientos de los roles están desalineados,
por un inadecuado alineamiento o por que la carcasa del motor fue torcida cuando se instaló
en su base.
Figura 3.7 Excentricidad estática[10]
48
La excentricidad dinámica ocurre “cuando el centro geométrico del rotor es distinto
al centro de rotación produciendo una variación periódica del entrehierro cuando gira el
rotor”[22].
Figura 3.8 Excentricidad dinámica[10]
La función que describe el entrehierro g, considerando excentricidad estática no
uniforme a lo largo del eje axial puede representarse por:
( ) ( ) φδφ cos, 0 zgzg −= (3.2-10)
donde δ(z) es la amplitud de la variación del entrehierro, la cual puede variar a lo largo del
eje axial del motor. El largo radial del entrehierro sin excentricidad viene dado por g0. Si la
excentricidad es dinámica, la función del entrehierro g se puede aproximar por:
( ) ( ) ( )rr zgzg θφδθφ −−= cos,, 0 (3.2-11)
Estas ecuaciones pueden ser utilizadas para calcular las inductancias propias y
mutuas de la máquina bajo los efectos de la excentricidad. En el caso de excentricidad
estática las inductancias propias y mutuas de los bobinados del estator son constantes pero
las inductancias propias y mutuas de los lazos del rotor varían con la posición del rotor. En
49
el caso de excentricidad dinámica, las inductancias propias y mutuas del estator son función
de la posición del rotor y las inductancias propias y mutuas de las mallas del rotor no son
función de la posición debido a que éstas no ven un cambio del entrehierro a medida que
gira el rotor.
Entonces, se tiene que al contrario que las vibraciones de origen dinámico, las
magnéticas son máximas para una instalación rígida del motor a la bancada y mínimas en
estado libre de suspensión. Aunque pueda parecer que haya una relación entre ambas, las
causas que las producen son totalmente diferentes, de hecho, las vibraciones de origen
magnético se producen en motores donde la densidad del campo magnético en la sección
rotor-estator es mayor por existir zonas con mínimo entrehierro ya que el esfuerzo de la
componente magnética aumenta con el cuadrado de la densidad del campo magnético B
según la ecuación:
0
2
2µBF = (3.2-12)
Estas imperfecciones mecánicas en conjunto con un gran valor de saturación de la
máquina acentúan el aumento de las vibraciones de origen magnético. Teniendo en cuenta
las causas que incrementan la saturación magnética, mencionadas anteriormente, se ha
conseguido establecer ciertos parámetros en el diseño eléctrico de motores para reducirla,
por ejemplo la introducción de un nuevo estator de mayor longitud permite una saturación
menor del motor y por lo tanto, una reducción de las vibraciones originadas por defectos en
los elementos mencionados. Con respecto a las bancadas se ha comprobado que la
50
planicidad de éstas debe ser máxima para evitar deformaciones del estator durante la
fijación rígida.
Finalmente, barras de rotor rotas o cuarteadas, son causas comunes de fallas en
motores de inducción, especialmente en motores que arrancan y paran frecuentemente bajo
carga ya que la corriente de arranque es mucho más alta que la corriente de
funcionamiento, lo cual genera una tensión en las barras del rotor, haciendo que se
calienten. Barras con resistencia más alta tenderán a calentarse más, provocando una
distribución de temperatura desigual, alrededor del rotor y una expansión diferencial de las
barras, lo que lleva a roturas y grietas en el lugar donde se unan con el anillo de
cortocircuito. Así un motor de inducción trifásico con excentricidad produce una vibración
que varía lentamente en amplitud, a dos veces la frecuencia del deslizamiento.
3.3 Armónicos
La norma IEEE 519-1992, define un armónico como “una componente sinusoidal
de una onda periódica que tiene una frecuencia múltiplo de la frecuencia fundamental”.
Anteriormente las armónicas se generaban solamente en los procesos industriales, hoy día,
se encuentran en casi todo sistema de distribución eléctrico.
51
Figura 3.9 Imagen de una onda deformada[6]
Ahora bien, se puede presentar un flujo eléctrico a otras frecuencias de 50 ó 60
ciclos sobre algunas partes del sistema de potencia o dentro de la instalación de un usuario.
Como en la definición, la forma de onda existente está compuesta por un número de ondas
sinusoidales de diferentes frecuencias, incluyendo una referida a la frecuencia fundamental.
De lo anterior aparecen dos términos fundamentales en la comprensión de este fenómeno,
el término “componente armónico” o simplemente “armónico”, el cual se refiere a
cualquiera de las componentes sinusoidales mencionadas previamente, las cuales son
múltiplos de la fundamental; y el otro término denominado “amplitud de los armónicos”,
que es generalmente expresado en un porcentaje de la fundamental.
Los armónicos se definen habitualmente con los dos datos más importantes que les
caracterizan, los cuales que son:
• Amplitud: hace referencia al valor de la tensión o intensidad del armónico.
52
• Orden: hace referencia al valor de su frecuencia referido a la fundamental. Así, un
armónico de orden 3 tiene una frecuencia 3 veces superior a la fundamental.
Si la amplitud de las armónicas está dada en relación a un porcentaje de la
fundamental, la amplitud de la componente individual puede ser calculada en tensión o
corriente, determinando primeramente el valor de la fundamental:
( )211 THD
VV rms
+= (3.3-1)
donde THD es un porcentaje que indica el valor de la distorsión armónica total, es decir,
cuantifica la distorsión armónica que puede existir en una red de suministro eléctrico y se
calcula, en el caso de tensiones armónicas y en donde Vn representa la magnitud de dichas
tensiones, de la siguiente manera:
1
2
2
1
224
23
22(
V
V
VVVVV
THD
n
nn
n∑
∞=
==+⋅⋅⋅+++
= (3.3-2)
Análogamente, para las corrientes armónicas:
1
2
2
1
224
23
22(
I
I
IIIII
THD
n
nn
n∑
∞=
==+⋅⋅⋅+++
= (3.3-3)
El orden del armónico, también referido como el rango del armónico, es la razón
entre la frecuencia de un armónico fn y la frecuencia de la fundamental f1.
53
1f
fn n= (3.3-4)
La cantidad de armónicos es generalmente expresada en términos de su valor rms
dado que el efecto calorífico depende de este valor de la onda distorsionada. Además, se
puede considerar que existen dos tipos de armónicos en los sistemas eléctricos:
• Los armónicos característicos, que se “producen generalmente por los convertidores
electrónicos de potencia, que en realidad, dejan pasar una corriente que no es
sinusoidal aunque la tensión permanezca sinusoidal”[13].
• Los armónicos aleatorios, que se generan por fenómenos no lineales, donde la
relación V-I es variable. Así, “la corriente que fluye por la carga no es proporcional
a la tensión, teniendo por resultado, que al aplicarse una onda sinusoidal de una sola
frecuencia, la corriente resultante no es de una sola frecuencia”[13].
En general, los armónicos son producidos por cargas no lineales, lo cual significa
que su impedancia no es constante (está en función de la tensión). Estas cargas no lineales a
pesar de ser alimentadas con una tensión sinusoidal adsorben una intensidad no sinusoidal.
De la misma manera, las armónicas pueden crear diferentes problemas, ya que su
efecto principal consiste en la aparición de voltajes no sinusoidales en diferentes puntos del
sistema, los cuales son producidos por la circulación de corrientes distorsionadas a través
de las líneas. La circulación de estas corrientes provoca caídas de voltaje deformadas que
hacen que a los nodos del sistema no lleguen voltajes puramente sinusoidales. Mientras
54
mayores sean las corrientes armónicas circulantes a través de los alimentadores de un
sistema eléctrico de potencia, más distorsionadas serán los voltajes en los nodos del circuito
y más agudos los problemas que pueden presentarse por esta causa. Los voltajes no
sinusoidales son causantes de numerosos efectos que perjudican los equipos conectados al
sistema. En particular, se presentan algunos efectos a continuación:
• Fusibles y disyuntores abren sin ninguna razón aparente.
• Entre más aumente la frecuencia, mayor resistencia tendrá el metal ya que la
corriente tenderá a viajar por las paredes del conductor, fenómeno llamado efecto
piel, el cual genera calor en los cables y en las conexiones a estos.
• En motores, se da un aumento en las pérdidas por calor.
• Calentamiento de transformadores.
• Sobrecarga del conductor neutro en sistemas que aparentan estar bien balanceados.
• Sobrecarga de condensadores, que puede formar circuitos de resonancia con el resto
del sistema eléctrico.
• Mal funcionamiento de equipos de protección.
• Mal funcionamiento de equipos electrónicos.
• Disminución del factor de potencia.
55
Ahora bien, si se centra el análisis de los efectos que tienen los armónicos a los
motores de inducción, se pueden determinar problemas que se fundamentan principalmente
por el hecho de que los armónicos, para los motores de inducción, implican un aumento
considerable en la temperatura y por ende un aumento en el calor al cual trabajan
internamente. Lo anterior debido a la conducción e histéresis en el dieléctrico, ya que como
primera aproximación, las pérdidas producto del calentamiento son proporcionales al
cuadrado del voltaje aplicado para conducción y a la frecuencia para histéresis.
En forma general, los armónicos son responsables del calentamiento de toda clase
de aparato eléctrico, ya que los armónicos de corriente aumentan las corrientes de Eddy, las
fugas de corriente a través del asilamiento y el efecto piel en los conductores.
Las corrientes de Eddy son corrientes que “circulan en los motores y aumentan con
la frecuencia, por lo tanto se puede constatar que las pérdidas por efecto Joule aumentan en
el estator y en el rotor, al igual que con las pérdidas en el hierro que también
aumentan”[20].Este aumento en la mayoría de los casos es de un 5% a un 10%. Además, los
armónicos introducen en motores de inducción trifásicos diferencias considerables en
velocidad entre el campo rotatorio inducido por los armónicos y el rotor, lo que genera
pérdidas adicionales en el estator (cobre y hierro) y principalmente en el rotor (devanado de
amortiguamiento, y circuito magnético).
Por otro lado, las fuerzas electrodinámicas producidas por las corrientes
instantáneas asociadas con las corrientes armónicas causan vibraciones y ruido en los
56
motores. Además, debido a campos de armónicos rotatorios, que a su vez producen torques
mecánicos pulsantes, “los motores tienen a vibrar y el par característico del motor a
disminuir, dado que los armónicos de tensión reducen el campo magnético rotatorio de la
máquina a la velocidad correspondiente a la frecuencia del armónico”[12]. Otro problema
que relaciona el fenómeno de los armónicos con el par del motor, es el hecho de que los
armónicos de secuencia inversa tienden a hacer girar el árbol del motor en el sentido
opuesto al de la fundamental, causando de nuevo vibración y fatiga mecánica.
Finalmente se puede decir que la operación irregular que proporciona al motor un
sistema con armónicos repercute considerablemente en el rendimiento del mismo, dado que
aumenta las pérdidas tanto eléctricas como mecánicas durante el proceso de conversión de
energía eléctrica a energía mecánica. Así pues, el motor no estará en capacidad para operar
bajo las exigencias para las cuales fue instalado y consecuentemente su vida útil se verá
extensamente reducida.
3.4 Contaminación en el sistema de aislamiento
La confiabilidad del motor depende de la integridad de su sistema de aislamiento,
por lo que este resulta ser la parte más importante. “El sistema de aislamiento de los
motores se encuentra sujeto a diversos esfuerzos de tipo mecánico, térmico y eléctrico, y
suele degradarse con el paso del tiempo debido al efecto de múltiples factores, los cuales
aceleran el proceso de deterioro natural”[16].
57
El sistema de aislamiento busca aislar las bobinas entre si, al igual trata de aislar las
bobinas de las diferentes fases, las bobinas de la carcasa de la máquina y aislar las láminas
del núcleo magnético.
En materia de sistemas de aislamiento, se da énfasis a la condición de aislamiento,
es decir, a la resistencia que existe entre este y tierra (RTG, en ingles), ya que indica qué tan
limpio o sano está un aislamiento.
Cabe destacar que para que se de una falla a tierra, deben ocurrir dos cosas, primero
debe crearse un camino de conducción a través del aislamiento, lo cual provoca que
conforme el aislamiento envejezca, se presenten pequeñas fisuras lo que posibilita que se
acumule material conductivo y segundo, cuando la superficie exterior del aislamiento se
contamina de material conductivo, provoca que conduzca suficiente corriente a la carcasa o
núcleo del motor que está conectado a tierra.
La máxima temperatura de operación de un motor depende principalmente de los
materiales usados en su construcción, existen varias clases, pero las más usadas son:
· Aislamiento clase B, temperatura máxima 130°C
· Aislamiento clase F, Temperatura máxima 155°C
· Aislamiento clase H, temperatura máxima 180°C
Dichas temperaturas máximas, son a las cuales el aislamiento podría colapsar.
58
Otro aspecto importante es que a la hora de corroborar el estado del aislamiento, al
medir la temperatura de la carcasa del motor, se asume generalmente que el aislamiento
está en 20°C más alto que esta, es decir, si la temperatura de la carcasa de un motor clase B
es de 120°C, se podría decir con certeza que la temperatura del aislamiento está a por lo
menos 140°C, con lo que se excede la temperatura máxima permitida para esa clase de
aislamiento.
El determinar la causa de una falla en el aislamiento de un motor, puede involucrar
alguna de estas posibles causas:
· Circuito de potencia: Una conexión de alta resistencia, produce un voltaje de línea
desbalanceado.
· Armónicas: Introducen corrientes de secuencia negativa lo cual sobrecalienta el
devanado.
· Ambiental: Contaminación en el motor.
Otro parámetro utilizado para evaluar la contaminación interna del aislamiento es la
capacitancia a tierra (CTG, en inglés). Un motor limpio y sin un porcentaje considerable de
humedad, exhibe un CTG bajo en comparación con uno que está contaminado. Un aumento
en la contaminación es comparable con el aumento en el material dieléctrico entre las dos
placas de un capacitor, conforme se deposite más material en el aislamiento el dieléctrico
aumenta y la capacitancia crece.
59
“El deterioro del sistema de aislamiento puede dar lugar a una situación insegura
para el personal ya que puede quedar expuesto a corrientes de fuga”[3]. Se debe asegurar
que el flujo de corriente eléctrica quede confinado en el sistema de aislamiento, aseverando
que si el personal entre en contacto con el aislamiento, no haya riesgo de que este haga una
trayectoria de más baja resistencia por la cual la corriente conduciría de inmediato.
El aislamiento puede desarrollar impurezas, grietas, o otros defectos que limiten su
capacidad de soportar el potencial eléctrico, que es la fuerza o el voltaje que conducen el
flujo de electrones hacía el circuito eléctrico.
En general, muchos factores afectan la vida del sistema del aislamiento eléctrico,
como la contaminación de la superficie del aislamiento provocada por los químicos que se
encuentran flotando en la atmósfera y que dependen del lugar en donde se instale el motor,
atacando y destruyendo la estructura molecular del aislante. De la misma forma, los daños
físicos por un manejo inadecuado o choques accidentales, vibración y excesivos
calentamientos debido a procesos industriales aledaños, pueden afectar la calidad del
sistema de aislamiento.
Las principales causas de que exista contaminación en el sistema de aislamiento, se
producen por los siguientes factores:
• Humedad: SSevera humedad resulta en corrosión en el núcleo laminado que ataca el
aislamiento.
60
Figura 3.10 Corrosión en el núcleo[17]
• Condensación.
• Abrasión: Continua abrasión puede remover el aislamiento del bobinado.
Figura 3.11 Deterioro por fricción constante[17]
• Objetos extraños: Pueden cambiar ciertas propiedades dieléctricas haciendo al
aislamiento más propenso a una falla.
61
Figura 3.12 Estado del motor por contaminación de agentes externos[17]
Es importante notar que el deterioro ocurre de muchas maneras y en varias zonas al
mismo tiempo. Por ejemplo, químicos o recalentamientos excesivos en la estructura
molecular de los materiales del sistema de aislamiento, hacen que estos se vuelvan
conductores, lo que obliga a que una mayor corriente circulante entre ellos originando
corrientes de fuga al mismo tiempo.
Entre las fallas más comunes en el sistema de aislamiento se encuentran las
siguientes:
• Fallas de línea a tierra: La causa más común de sobrevoltaje sostenidos en los
sistemas aislados es que una fase del sistema se aterrice. En este caso el aislamiento
de las otras dos fases se somete a un 73% más de lo normal y aún si en ciertos casos
una falla como esta no es suficiente para que se provoque una ruptura del
aislamiento, la repetición de estas condiciones acorta su vida útil.
62
• Condiciones resonantes: Cualquier aparato eléctrico que tenga un sistema de
aislamiento está expuesto a los voltajes resonantes. Como la capacitancia de fase a
tierra de los sistemas grandes es alta, se puede dar la condición aproximada del
circuito resonante durante una falla de fase a tierra, con alguna inductancia, como
una bobina dañada de un arrancador de motor.
• Fallas a tierra con reencendido: Las experiencias de campo y los estudios teóricos
demuestran que los arcos, los reencendidos y las fallas vibrantes a tierra en los
sistemas aislados y bajo ciertas condiciones producen pulsos de voltaje de hasta seis
veces el normal, lo que provoca pequeña rupturas en el sistema de aislamiento.
Este tema en particular se profundiza en el capítulo 5 donde por medio de una serie
de pruebas se comparan ciertos materiales que conforman el sistema de aislamiento en
motores eléctricos.
63
CAPÍTULO 4: Diagnóstico y pruebas en motores de inducción
trifásicos en baja tensión
Los motores de inducción son los equipos eléctricos de “mayor aplicación en la
industria y la importancia que tienen en los diferentes procesos productivos hace necesario
asegurar su continua operación”[3], por lo que una detención temprana de una posible causa
de falla permite proyectar la sustracción programada del motor para fines de
mantenimiento.
Antes de adentrar el análisis a los tipos de pruebas que se realizan a los motores de
inducción, es importante recalcar que dentro de dicho análisis entran en juego seis posibles
zonas de falla, las cuales que son:
• Calidad de la energía[1]: Los motores que trabajan en instalaciones con mala
calidad de energía están sujetos a temperaturas severas. Se debe analizar en esta
zona el valor de las distorsiones armónicas de voltaje y de corriente. Los altos
valores de las armónicas, producen una serie de problemas en el sistema, entre los
que se puede citar:
· Distorsión del voltaje en la instalación.
· Corrientes de neutro excesivas.
64
· Sobrecalentamiento de transformadores.
· Penalizaciones por bajo FP.
• Circuito de Potencia[1]: Incluye todos los conductores y dispositivos ubicados entre
el CCM (centro de control de motores) y el motor, donde un falso contacto presente
en una línea puede producir una aglomeración de alta resistencia, la cual provoca
una caída de voltaje a través de ella y por ende, la corriente en esa línea será menor
que en las otras. En esta zona de falla debe analizarse el estado de los breakers,
contactores, y de cualquier otro tipo de dispositivo incluido en el circuito de
potencia.
• Aislamiento[1]: Se evalúa el sistema de aislamiento total de la máquina, incluyendo
pruebas de aislamiento a tierra, evaluación y graficación del índice de polarización,
coeficiente de absorción dieléctrica, de acuerdo a la norma IEEE 43-2000. Es
posible medir además el nivel de capacitancia a tierra, el cual es un indicador de
acumulación de contaminación en las partes constructivas del motor que afectan en
forma directa el nivel de aislamiento global del motor.
• Estator[1]: En esta zona, la cantidad de vueltas de cada fase debe ser igual para que
no exista desbalance inductivo, donde el valor de este, indica la calidad del
bobinado del motor. Las fallas en el estator pueden incluir contactos entre vueltas o
contactos entre fases, es necesario determinar que el circuito del estator no tiene
fases o espiras ligadas.
65
• Rotor[1]: Dentro de las fallas que se pueden determinar con un buen análisis están
las fisuras en las barras del rotor o en su defecto las barras rotas; de la misma
manera analizando la corriente de arranque así que como el tiempo que le toma al
motor arrancar, se determina en qué condiciones se encuentra el rotor.
• Entrehierro[1]: Debe ser una capa totalmente regular a través de sus 360º, si el rotor
gira excéntricamente al estator esto producirá campos magnéticos irregulares,
vibraciones, e incluso el contacto entre rotor y estator.
Existen varias técnicas para el análisis de fallas, donde la que se utilizó para el
trabajo es la propuesta por la compañía estadounidense PDMA, líder en el campo de
mantenimiento predictivo, monitoreo y pruebas de motores, la cual clasifica las pruebas en
motores en dos tipos, dependiendo de si el motor está o no en funcionamiento a la hora del
diagnóstico del estado del mismo.
4.1 Diagnóstico en línea en motores de inducción[4]
La idea del diagnóstico en línea es permitir la detección de problemas que pueden
desembocar en fallas en los devanados con el motor operando en línea y bajo condiciones
de carga nominal. Estas técnicas o pruebas para el diagnóstico en línea deben ser no
invasivas tanto como sea posible e intrínsecamente seguras.
66
4.1.1 Monitoreo térmico de componentes por termografía
Los motores deben operar dentro del valor límite de elevación de temperatura de
acuerdo con el tipo de aislamiento de sus devanados para asegurar una vida útil adecuada.
NEMA indican que por cada 10ºC que el motor opere sobre su valor límite de elevación de
temperatura, la vida útil de su aislamiento se reduce a la mitad, por lo que el monitoreo
térmico de los componentes del motor (chumaceras, terminales de conexión, entre otros),
permite determinar si existe algún incremento anormal de temperatura o detectar la
presencia de puntos calientes. El monitoreo térmico se lleva a cabo con la finalidad de
obtener un mapa de temperaturas externas del motor, detectando los puntos máximos de
temperatura y determinando sus posibles causas.
4.1.2 Análisis de la potencia eléctrica de suministro
Las técnicas para el análisis de la potencia eléctrica de alimentación en motores de
inducción se basan en el análisis y la medición simultánea de las señales de voltaje y
corriente de alimentación al motor, lo cual permite identificar desbalances de voltajes, picos
de voltajes, niveles elevados de distorsión armónica y fallas incipientes en el devanado del
estator.
Otro aspecto importante es la presencia de conexiones de alta resistencia, tanto en el
motor como en el circuito de alimentación principal, lo que produce desbalances de voltajes
67
y altas corrientes circulantes, las cuales elevan la temperatura en los devanados del motor,
provocando daños en el aislamiento.
Las pruebas que se realizan en esta sección van enfocadas a la medición y el análisis
de los tres voltajes de fase y el cálculo del nivel de desbalance que determina la severidad
de la conexión de alta resistencia, donde se recomienda graficar las tres ondas en un mismo
espectro para facilitar la visualización e interpretación de resultados. Así mismo, los picos
de voltaje dentro del circuito de potencia del motor se pueden identificar mediante el
análisis de las señales de voltaje y corriente para determinar su factor de cresta, que
relaciona el valor de cresta de la señal medida al valor rms de la forma de onda
fundamental.
La eficiencia del motor es un dato importante, al igual que la potencia entregada por
el motor en el instante de la prueba ya que si se conocen las características constructivas del
motor es posible determinar cuando un motor esta sobrecargado.
4.1.3 Análisis de corrientes de fase
Es un método no invasivo que se basa en el análisis de los espectros en frecuencia
de alta resolución de la corriente de alimentación del motor operando en línea bajo
condiciones de carga nominal. Dicha técnica utiliza la medición simultánea de las tres
corrientes de fases del motor y permite detectar diversas condiciones de falla en los motores
68
eléctricos que no pueden diagnosticarse adecuadamente a través de la simple medición de
vibraciones mecánicas como son:
• Ruptura de barras del rotor.
• Grietas en anillos de cortocircuito de la jaula.
• Falsos contactos en soldaduras de la jaula.
• Irregularidades estáticas y dinámicas del entrehierro.
• Desbalances magnéticos.
• Porosidades en la fundición del rotor
Otro aspecto que permite detectar este tipo de análisis son los defectos en las barras
del rotor, las cuales como se mencionó anteriormente provocan altas temperaturas y pérdida
en el par del motor. Así su detección mediante esta técnica se basa en el análisis del
espectro de las corrientes de fase en el dominio de la frecuencia, el cual se obtiene a partir
del espectro en frecuencia de las corrientes de fase medidas en el dominio del tiempo,
mediante la transformada rápida de Fourier (FFT). Este análisis se lleva a cabo para
detectar armónicas que se atribuyen directamente a barras rotas, anillos terminales
fisurados, flechas torcidas o chumaceras en mal estado.
69
Figura 4.1 En a) espectro de las corrientes de fase de un rotor en buen estado y b) de
un rotor con falla en la jaula[11]
Otras pruebas más puntuales que se realizan mientras el motor está operando en
línea y bajo condiciones de carga nominal, son las siguientes:
• Prueba de potencia: evalúa los niveles de voltaje línea a línea, línea a neutro,
desbalance de voltaje, corrientes de línea, desbalance de corrientes de línea,
desbalance de impedancia, corrientes y voltajes de secuencia positiva, negativa y
cero, potencia activa, potencia aparente, potencia reactiva, factor de potencia,
eficiencia, valores puntuales y graficación (histograma) de componentes armónicos
individuales y distorsión armónica total en voltaje y corriente.
• Prueba de alta y baja resolución: evalúa la condición integral del rotor mediante
el despliegue del espectro en frecuencia aplicando la técnica de transformada rápida
de Fourier. Además del rotor, es posible evaluar condiciones mecánicas externas al
motor que afectan el comportamiento del campo magnético del motor.
70
• Prueba de excentricidad: Utilizando la técnica de Fourier, se evalúa la condición
de excentricidad dinámica de la maquina producto de la deformación del rotor y
condiciones mecánicas irregulares.
• Demodulación: Emplea el principio de la onda transportadora y las señales
transportadas. Demodulando la frecuencia de línea del motor, es posible obtener el
espectro en frecuencia total del motor y detectar problemas mecánicos relacionados
con desgaste de rodamientos, poleas, fajas de transmisión de potencia así como el
calculo de la velocidad de rotación real de la maquina únicamente mediante la
medición de las corrientes de línea.
• Prueba de arranque: Se grafica la curva de arranque del motor como función del
tiempo, la cual permite detectar problemas de inestabilidad ocasionados por daños
en el rotor o pérdida de potencia en el motor, de acuerdo al nivel de eficiencia
especificado por el fabricante.
4.2 Diagnóstico fuera de línea en motores de inducción[4]
El diagnóstico fuera de línea permite probar motores de inducción desenergizados
midiendo sus parámetros básicos, lo cual conlleva a determinar la condición real del
equipo. A continuación se detallan las más representativas.
71
4.2.1 Prueba de aislamiento con el medidor de aislamiento[18]
Es una prueba cuantitativa de la cual se obtiene una medición llamada Resistencia
de aislamiento, que es función del tipo y condición del material aislante. El voltaje de
prueba es aproximadamente el de operación normal, según la norma IEEE Std. 43-2000. La
medición se toma en 60 segundos, luego de alcanzar el valor del voltaje de prueba y puede
realizarse en el panel de arrancadores pero si no se obtiene un valor satisfactorio se debe
hacer directamente en la caja del motor.
Tabla 4.1 Voltajes de prueba de aislamiento con MEGGER para diferentes voltajes de
operación del motor[18]
Voltaje nominal del motor Voltaje de prueba
< 100O V CA 500V DC
1000 – 2500 V CA 500 – 1000 V DC
2501 – 5000 V CA 1000 – 2500 V DC
5001 – 12000 V CA 2500 – 5000 V DC
Por otro lado, la resistencia de aislamiento se obtiene de la forma siguiente:
I
VR prueba
oaislamient = (4.2.1-1)
donde V es el voltaje DC de prueba del instrumento e I es la corriente que circula por
medio del aislamiento, la cual se puede separar en varias componentes:
72
• Corriente de fuga, que es constante en el tiempo y pasa a través del material
aislante, donde la presencia de humedad, aceite o suciedad aumenta su intensidad.
• Corriente de carga capacitiva, debida a la geometría propia del bobinado y que
usualmente no afecta la medición de aislamiento porque desaparece en los primeros
60 segundos.
• Corriente de absorción o corriente de polarización, que es afectada por dos
fenómenos, la polarización de las moléculas de los materiales de impregnación
(barniz), que tienden a reorientarse en presencia del campo eléctrico y por el
movimiento de electrones a través de los materiales que conforman el aislamiento y
que usualmente son detenidos en las capas exteriores.
Figura 4.2 Componentes de la corriente que circula por medio del aislamiento[18]
73
4.2.2 Prueba de aislamiento por incremento de voltaje[2]
La idea es incrementar el voltaje de prueba, para que la corriente también aumente,
tratando de que la resistencia de aislamiento permanezca prácticamente constante.
Cualquier desviación de esto podría significar defectos en el aislamiento. En bajos voltajes
es posible no observar los defectos, sin embargo con el incremento del voltaje se puede
alcanzar el punto donde la ionización inicia y la resistencia tiende a caer. Esta prueba sigue
este principio.
Figura 4.3 Características del aislamiento al incrementar la temperatura[2]
4.2.3 Prueba de Hi – Pot (alto potencial)[2]
Es una prueba cualitativa que “indica si el aislamiento pasa o no a un voltaje
determinado, muy usado en control de calidad”[18]. Mide la fuerza del dieléctrico o el límite
74
de aislamiento del dieléctrico (conocido como punto de ruptura). En esta prueba se
incrementa el voltaje en las espiras sin llegar a romper el aislamiento, ya que un buen
aislamiento tiene el valor de fuerza de aislamiento mucho más grande que el voltaje de
operación, por lo que la prueba no es destructiva. Es una herramienta útil para probar la
resistencia de aislamiento a tierra. Los estándares NEMA MG-1 e IEEE 43-2000
recomiendan los siguientes voltajes de prueba:
1. Vprueba1 = 2 Voperación + 1000 V
2. Para motores nuevos y rebobinados: Vprueba2 = Vprueba1 x (1.2 ó 1.7)
4.2.4 Prueba de índice de polarización y absorción dieléctrica
La prueba del índice de polarización (PI) ayuda a “determinar la salud del
aislamiento y mide el tiempo requerido que toman las moléculas del aislamiento para
polarizar (alinearse) y resistir el flujo de corriente”[18], ya que al aplicar un voltaje estas se
orientan para evitar el flujo de corriente. El índice de polarización se calcula utilizando la
siguiente fórmula:
min1@min10@
oaislamient
oaislamient
RRPI = (4.2.4-1)
donde Raislamiento@10min es la medida de la resistencia de aislamiento al cabo de diez
minutos y por ende la Raislamiento@1min corresponde a la misma medida sólo que al cabo de
un minuto.
75
Por otro lado, la prueba de absorción dieléctrica (AD) permite “detectar humedad
dentro del motor y por ende indica la condición del estado de humedad dentro del
mismo”[18]. Se puede realizar con un MEGGER y se obtiene mediante la siguiente fórmula:
min1@min3@
oaislamient
oaislamient
RRAD = (4.2.4-2)
donde Raislamiento@3min es la medida de la resistencia de aislamiento al cabo de tres minutos
y Raislamiento@1min corresponde a la misma medida sólo que al cabo de un minuto. También
es práctica habitual realizar las medidas de la resistencia de aislamiento en una relación de
60 seg. / 30 seg.
Así, los nos niveles de índice de polarización y absorción dieléctrica obtenidos y el
voltaje de aplicación dependerán del tipo de aislamiento de la maquina (clase, B, F, entre
otras), así como de la temperatura y voltaje de operación. De igual forma, la siguiente tabla
muestra la manera en que se deben interpretar los resultados de ambas pruebas.
Tabla 4.2 Interpretación de los resultados arrojados en las pruebas de PI y AD[18]
Índice de polarización (PI) Absorción dieléctrica (AD) Peligro < 1.0 Peligro < 1.1 Pobre 1.0 a 1.4 Pobre 1.1 a 1.24 Cuestionable 1.5 a 1.9 Cuestionable 1.25 a 1.3 Mínimo aceptable 2.0 a 2.9 Mínimo aceptable 1.4 a 1.6 Bueno 3.0 a 4.0 Excelente > 4.0 Excelente > 1.7
76
4.2.5 Pruebas estándar de corriente alterna
Estas pruebas se aplican para determinar la condición general del motor, se pueden
utilizar en todos los motores, ya sean nuevos o reparados. Proporcionan el valor de la
resistencia a tierra, la capacitancia a tierra, así como la resistencia óhmica y la inductancia
fase a fase.
Los valores obtenidos de la medición de la resistencia a tierra permiten evaluar la
condición del aislamiento a tierra del motor y sus cables de alimentación en caso de ser
evaluados de manera conjunta, mientras que los valores de la capacitancia a tierra
constituyen un indicador adicional de la condición del motor, lo que facilita identificar la
presencia de elementos contaminantes depositados en el aislamiento del estator.
Por otro lado, a partir de la medición de la resistencia de fase a fase en el motor se
identifican desbalances resistivos, lo cual permite evaluar sus devanados, así altos
desbalances resistivos indican que durante la operación, el motor tiene predisposición a
presentar puntos calientes por conexiones de alta resistencia.
Los valores de inductancia de fase a fase que se obtienen durante esta prueba son
útiles para evaluar los devanados, núcleo magnético y componentes del rotor del motor, de
donde altos desbalances inductivos indican fallas en el devanado del estator y defectos en el
rotor.
77
4.2.6 Prueba de comparación de pulsos[4]
Por lo común, las fallas en los devanados de los motores se inician como cortos
entre espiras dentro de las bobinas; estos cortos generan puntos calientes que degradarán el
aislamiento en vueltas adyacentes hasta que falle la bobina y por lo tanto el motor. El
mecanismo de falla puede tomar largo tiempo para que se manifieste como una falla a
tierra, así que la prueba de resistencia de aislamiento no puede detectarla. Este tipo de fallas
se pueden descubrir mediante la prueba de comparación de pulsos, la cual localiza defectos
en el aislamiento, espira a espira, bobina a bobina o fase a fase, fallas que no pueden revelar
fácilmente las demás pruebas. La idea de esta prueba es inyectar pulsos de voltaje a la
bobina del motor, donde los pulsos reflejados resultantes son la respuesta de la inductancia
de la bobina.
En un motor trifásico sin fallas, los devanados de las tres fases deben tener
inductancias y capacitancias similares, por lo que la respuesta al impulso en cada fase debe
ser similar. Por ende, la inductancia de una fase dañada por un cortocircuito entre espiras es
diferente a la inductancia de las otras dos bobinas y, por lo tanto, su respuesta al impulso
será diferente.
A continuación se presentan algunas fallas detectadas mediante la prueba de
comparación de pulsos.
78
Figura 4.4 Respuesta ante un pulso para una bobina en buen estado[18]
Figura 4.5 Respuesta ante un pulso para una bobina con corto[18
Figura 4.6 Respuesta ante un pulso para una bobina con corto parcial a tierra[18]
79
Figura 4.7 Respuesta ante un pulso para una bobina con corto fase a fase[18]
80
CAPÍTULO 5: Análisis de materiales del sistema de aislamiento
en motores
En 1898 en Estados Unidos aparece la primera clasificación térmica de los
materiales aislantes en motores, generadores y transformadores y para 1915, el Institute of
Electrical and Electronics Engineers (IEEE) de ese país, definió las clases de aislamientos
en A, B y C, según los materiales aislantes usados en el proceso de fabricación del equipo,
lo cual llevó a que se establecieran, para ese mismo año, una serie de valores y pruebas
realizadas por las fábricas de motores.
El estándar NEMA MG-1 ha clasificado el sistema de aislamiento de las máquinas
eléctricas por su habilidad de proveer una adecuada resistencia a la temperatura. Cuando se
habla de temperatura, dicha norma establece este parámetro, como la suma de la
temperatura ambiente, generalmente 40ºC, más el levantamiento de temperatura, que es el
resultado del calor generado debido a las pérdidas propias de su operación.
Los estudios realizados acerca del envejecimiento térmico de los materiales
aislantes en funcionamiento, han permitido expresar mediante ensayos de envejecimiento
acelerado, la relación existente entre la temperatura y la vida útil probable de los materiales
involucrados.
81
Cabe recordar por ejemplo la regla de Monssinger según la cual “por cada 10ºC que
se reduzca la temperatura de levantamiento, la vida esperada del aislamiento se duplica, de
igual manera por cada 10ºC que aumente la temperatura de levantamiento, la vida del
aislamiento se reducirá a la mitad”[1].
Así, la vida promedio a 40ºC de temperatura ambiente operando continuamente
sería de 10 años y se determina mediante la siguiente fórmula:
CT
RA º102∆
== (5-1)
donde A indica el aumento en la vida del motor y R la reducción en la vida del mismo, y ∆T
es el valor absoluto de la diferencia entre la temperatura del punto más caliente menos la
temperatura límite del aislamiento.
El cálculo de la temperatura del punto más caliente se determina de la siguiente
manera:
CTT calientemáspunto º102__ += (5-2)
donde,
( ) 5.2345.23411
22 −+= T
RRT (5-3)
Así, R1 es la resistencia medida en frío, es decir cuando T1 < 40ºC y R2 es la
resistencia medida inmediatamente después de una operación prolongada.
82
La siguiente tabla muestra las clases de aislamientos para ciertos tipos de motores
de inducción.
Tabla 5.1 Clases de aislamientos para diferentes tipos de motores eléctricos[16]
Motor de inducción Clases de aislamiento y levantamiento enº C Tipo de Motor Clase A Clase B Clase F Clase H
Con factor de servicio 1,0 60ºC 80ºC 105ºC 125ºC Todos con factor de servicio 1,15 o más 70ºC 90ºC 115ºC - Tipo TENV con factor de servicio 1,0 65ºC 85ºC 110ºC 130ºC Bobinados encapsulados y factor de servicio 1,0 65ºC 85ºC 110ºC - todo tipo de carcasas.
Se debe hacer hincapié sobre el peligro que representa la presencia de puntos o
zonas calientes en algún lugar de las máquinas eléctricas, y la importancia que tiene realizar
un adecuado cálculo térmico y un correcto diseño de los sistemas de refrigeración,
garantizando evitar un envejecimiento prematuro.
Así, los materiales aislantes en máquinas eléctricas buscan:
• Aislar las bobinas entre si.
• Aislar las bobinas de diferentes fases.
• Aislar las bobinas de la carcasa de la máquina (Se conoce como aislamiento a tierra
o masa).
• Aislar las láminas del núcleo magnético.
83
Para esto, existe una serie de materiales que conforman el sistema de aislamiento en
máquinas eléctricas y que para efectos de este trabajo se profundizó en el barniz, el papel
aislante y el alambre magneto. Dichos materiales se explican a continuación.
5.1 Principales materiales aislantes en motores eléctricos
Debido a que en la construcción de las máquinas se utilizan distintos materiales
aislantes para conformar un determinado aislamiento, cada material presenta una
estabilidad térmica diferente, que está influenciada por la forma como se combina con otros
materiales.
Figura 5.1 Partes de un sistema de aislamiento[15]
84
El funcionamiento y la duración de una máquina eléctrica o de un aparato
electromecánico en general, “dependen esencialmente de los aislantes, que constituyen la
parte más sensible a las exigencias térmicas, dieléctricas y mecánicas propias de su
operación”[14]. Así, las cualidades fundamentales que debe poseer un aislante para
desempeñar bien su función son:
• elevada rigidez dieléctrica.
• estabilidad dimensional y aptitud de conservar esta propiedad en el tiempo.
La máquina eléctrica incluye los siguientes materiales aislantes:
• Barniz
• Papel base aislante.
• Papel intermedio aislante: Separadores, cuñas
• Aislamiento en las conexiones: Espagueti, Cintas aislantes, cables de salida,
terminales.
• Amarras.
A continuación se analizan el barniz, papel base aislante y alambre magnético,
materiales que fueron objeto de pruebas y análisis como se muestra posteriormente en el
presente capítulo.
85
5.1.1 Barniz
Los barnices se preparan de variada consistencia, y se extienden en delgadas capas
sobre una superficie, secándose por acción del oxígeno del aire o por evaporación del
solvente, dejando adherida a dicha superficie una película delgada resistente y elástica.
Son usados en la industria eléctrica para ciertos tipos específicos de aislamiento,
como los hilos de reducido diámetro de los arrollamientos de pequeños motores y aparatos
eléctricos. Se trata siempre de barnices de secado rápido, capaces de adherirse fuertemente,
formando películas continuas y compactas.
La aplicación de los barnices tiene por finalidad conceder a los aislantes que
conforman un determinado aislamiento, o bien a los distintos devanados, las siguientes
características:
• sustituir el aire que se encuentra en las rendijas del aislamiento.
• aumentar la rigidez dieléctrica y reducir la higroscopicidad.
• mejorar la calidad mecánica (vibraciones, esfuerzos electrodinámicos) y la
resistencia a la acción de los agentes externos (ambientes corrosivos etc.).
• aumentar la resistencia al calor y la conductibilidad térmica del conjunto.
• prolongar la duración de la vida de los arrollamientos.
86
Para lograr estas condiciones es necesario que los barnices posean las siguientes
cualidades:
• ser buenos aislantes.
• formar películas homogéneas impermeables y resistentes a los agentes externos.
• poseer un buen poder penetrante y cementante.
• soportar por largo tiempo la temperatura de funcionamiento de las máquinas o de
los aparatos sin que sus cualidades sufran un deterioro importante.
• poseer una buena conductibilidad térmica y ser de fácil aplicación.
Por otro lado, el endurecimiento de los barnices es debido, según su tipo, a la
oxidación o a la polimerización que se produce después de la evaporación de los solventes
que contienen.
Se pueden obtener diversos tipos de barnices capaces de agrupar en dos categorías:
• los que reaccionan con el calor y que normalmente están constituidos por resinas
termoendurecibles.
• los de secado al aire.
Los barnices termoendurecibles son desde hace mucho tiempo los más importantes
y se utilizan normalmente para la impregnación de los arrollamientos de las máquinas
rotantes.
87
Por otro lado, los barnices a base de resinas alquídicas o poliésteres modificados
pertenecen a la clase E, pero “combinados con telas de hilado de vidrio pueden ser
utilizados en clase B, con la condición de que el hilado de vidrio se utilice como soporte y
que su contenido no resulte inferior a un adecuado porcentaje en peso del total”[21]. Son
conocidos por su poder de penetración y se utilizan para “impregnar motores y generadores
de baja tensión cuyos devanados están realizados con conductor redondo aislado con
esmalte o con hilado de vidrio”[21]. Tienen una rigidez dieléctrica de 60 kV/mm, con un
tiempo de curado a 120°C de 4.6 horas y contienen un 60% de resina[21].
Los barnices a base de resinas fenólicas poseen un notable poder cementante,
conjuntamente con una buena estabilidad y rigidez dieléctrica, pero presentan el defecto de
ser frágiles.
Los barnices a base de resinas epóxicas tienen excelentes cualidades mecánicas y
dieléctricas, son químicamente neutros, resisten a los agentes químicos y forman películas
adherentes y duras. Para impregnar máquinas rotatorias de baja tensión en clase F se
utilizan barnices a base de resinas epóxicas de un solo componente. Estos barnices tienen
una rigidez dieléctrica de 60 kV/mm, con un tiempo de curado a 130°C de 6.8 horas,
contienen entre 50 a 60% de resina y se pueden aplicar de diferente modo, ya sea por
inmersión, impregnación en autoclave con vacío o bien por goteo.
Los barnices de secado al aire, como por ejemplo el glyptal, se utilizan casi
exclusivamente con fines de acabado ya que confieren al aislamiento, una mayor resistencia
88
a los agentes climáticos y particularmente a la humedad. Poseen una rigidez dieléctrica de
35 kV/mm, pertenecen a las clases E y B, el tiempo de curado a 20 °C es de 2.3 horas, el
contenido de resina es de 45 a 50% y se obtienen comercialmente en colores gris, negro y
rojo.
5.1.2 Papel base aislante
El papel es el clásico aislamiento entre espiras y contra masa utilizado en la
fabricación de máquinas eléctricas.
Para el aislamiento contra masa en las ranuras de máquinas de baja tensión (con
conductor redondo) clase B, se utiliza un material flexible de presspan de alta calidad y una
película de poliéster con un espesor total de 0.15 mm y una tensión de perforación de 6 kV.
Cuando se trata de una clase de aislación más alta, en motores normalizados, se utilizan
laminados de nomex-poliéster-nomex (clase F), nomex-tela de vidrio-nomex o nomex-
kapton-nomex (clase H), con espesores que varían entre 0.20 a 0.60 mm.
Otro material empleada en el aislamiento contra masa, es la lámina de poliéster-
teraftalato, conocida y obtenible comercialmente con las denominaciones de Mylar,
Melinex o Hostaphan, que se utiliza en contacto con el aire correspondiente únicamente a la
clase B (130°C), y que a partir de una tensión de 3000 V comienza a producir destellos, con
la consiguiente reducción de sus valores dieléctricos, resultando particularmente perjudicial
debido a que descompone el material. Se determinó, sin embargo que dicha lámina posee
características muy distintas si se encuentra recubierta con resina e intercalada entre mica,
89
es decir, sin contacto con el aire. En estas condiciones las láminas corresponden a la clase F
(155°C) y no producen destellos, además tienen una resistencia mecánica elevada, se ven
muy poco afectadas por la humedad y presentan resistencia óptima a los aceites minerales,
sintéticos y a los barnices.
5.1.3 Alambre magneto
Este alambre esta provisto de un barniz aislante que evita los cortos entre un
alambre con otro, presenta una excelente estabilidad térmica, excelentes propiedades
dieléctricas y mecánicas, muy buena resistencia química a solventes comunes y
refrigerantes.
Están diseñados para las clases térmicas 105ºC, 130ºC, 155°C, 200ºC y 220ºC. Entre
sus principales características se encuentran:
• Gran facilidad de devanado.
• Alta resistencia de flujo termoplástico.
• Soldable sin remoción previa de la película de esmalte.
• El aislamiento se sublima de 360°C a 430°C.
• Resistente a la abrasión.
90
5.2 Pruebas de materiales para rebobinado en Costa Rica
Los Centros de Servicio que rebobinan motores en Costa Rica cuentan con una serie
de productos aislantes para este fin y la escogencia entre un material y el otro no siempre se
justifica por razones técnicas sino que, en la mayoría de los casos, es justificado por
razones económicas. De igual forma, los procesos de rebobinado difieren mucho de un
Centro de Servicio al otro, lo cual impide garantizar la calidad real del rebobinado.
Para este fin se decidió analizar dos materiales que forman parte del sistema de
aislamiento en los motores de inducción, el papel base aislante y el alambre magneto; y a su
vez se analizó un proceso de rebobinado, el barnizado.
En cuanto al papel base aislante se escogieron los siguientes productos:
• Papel Nomex: Es un papel sintético, compuesto de fibras cortas (barras) y pequeñas
partículas fibrosas (fibrinas) de una poliamida aromática (aramídico), polímero
resistente a altas temperaturas. La siguiente tabla proporciona las propiedades
eléctricas importantes de los diferentes tipos de papel NOMEX a 50% de humedad
relativa.
91
Tabla 5.2 Características eléctricas del papel NOMEX a 50% de humedad relativa y
23ºC de temperatura
NOMEX T410 T411 T418 Pressboard
Espesor (mm) 0.08 0.25 0.25 0.08 0.25 0.07 -0.5 Rigidez dieléctrica (103 v/mm) 26 35 12.9 39 40.6 12 Constante dieléctrica a 103 Hz 2.1 2.6 1.6 2.9 4.1 2.8 Factor de disipación a 103 Hz 0.008 0.014 0.014 0.13 0.14 0.15
Resistividad volumétrica (OHM Cm) 1016 1016 1016 1012 1012 109
• Papel Mylar: Es una lámina o película de poliéster-teraftalato, que se deriva de la
condensación reaccionada del etilenglicol y el ácido tereftálico. A temperaturas
comprendidas entre -60ºC y 130ºC mantiene sin alteraciones sus características de
suministro. Es muy utilizado en la industria eléctrica al permitir reducir espesores
de aislamiento, por lo que se utiliza para aislar ranuras de estatores e inducidos,
aislar entre fases y bobinas de motores, condensadores, reactancias, entre otros.
• Papel Lumirol: De características similares a la del papel Mylar.
• Papel Pescado: Utilizado para propósitos eléctricos y electrónicos en aislamiento
de transformadores, aislamiento en ranuras de las armaduras de motores,
aislamiento de bobinas, entre otros. Es químicamente puro, y presenta una
resistencia al calor producto de fenómenos eléctricos del 115ºC.
Cabe destacar que existe una variedad muy amplia de papeles aislantes, sin embargo
la escogencia de los anteriores radica en que son muy utilizados en el rebobinado por los
92
Centros de Servicio costarricenses. Así, el papel Nomex es el que presenta un aislamiento
superior ya que está diseñado para una clase térmica de 220ºC y es el que se usa para
aplicaciones donde el nivel de funcionamiento y continuidad de servicio de los motores es
elevado. El papel Mylar y el Lumirol se utiliza para aplicaciones donde los motores no
están sujetos a cargas de funcionamiento muy pesadas, ya que sus propiedades térmicas los
ubican en aislamientos clase térmica inferior a 220ºC pero superior a 135ºC. Finalmente el
papel Pescado es el menos indicado para rebobinar por sus capacidades dieléctricas y
térmicas para 115ºC, se ha ido dejando de lado a la hora de reparar motores pero aún se
sigue encontrando este material en algunos motores de bajo caballaje.
Por otro lado, para el alambre magneto se escogieron las marcas ESSEX (Estados
Unidos), CONDUMEX (México) y CENTELSA (Colombia), ya que son los alambres que se
utilizan en el país. ESSEX es el que a lo largo del tiempo ha probado ser el mejor, pero el
alambre de CONDUMEX se presenta como una opción más económica y con propiedades
eléctricas, térmicas y mecánicas muy parecidas al de su similar de ESSEX, sin embargo en
los últimos años el alambre magneto de CENTELSA se ha introducido en el mercado
nacional y es utilizado en algunos Centros de Servicio del país. Entre sus características se
encuentran:
• Alambre magneto ESSEX: Conductor redondo de cobre suave con aislamiento a
base de resina de poliéster modificada. Combina las características mecánicas
del nylon con las cualidades térmicas del poliéster y está diseñado para la clase
térmica de 220°C.
93
• Alambre magneto CONDUMEX: Es un conductor redondo de cobre suave con
aislamiento a base de resina de poliéster modificada y con una sobrecapa de
poliamida (nylon). Combina las características mecánicas del nylon con las
cualidades térmicas del poliéster y está diseñado para la clase térmica de 180°C.
• Alambre magneto CENTELSA: HERMINCEL es el nombre genérico del
Alambre Magneto multipropósito producido con base en una resina de poliéster
(amida) (imida) y una sobrecapa poliamideimida. Se fabrica en dos espesores
normales de aislamiento: capa sencilla (HS) y capa doble (HD), con la
combinación de dos esmaltes, uno como base y el otro como sobrecapa. Están
diseñados para la clase térmica de 200°C.
Uno de los procesos más importantes a la hora de reparar un motor es el barnizado,
ya que un buen barnizado conlleva a un incremento en la vida útil de la máquina, por lo
tanto la implementación de buenos materiales tiene que ir de la mano con buenas técnicas
de rebobinado. Así se escogieron dos técnicas de barnizado, la más segura conocida como
barnizado por inmersión, que como su nombre lo indica, el motor queda inmerso
completamente en barniz hasta que desaparezcan las burbujas y luego es pasado por un
proceso de curado al horno, el cual “hornea” el bobinado a altas temperaturas para asegurar
que quede completamente seco y por ende que el barniz haya sellado. El otro proceso se
conoce como barnizado por goteo, se basa en la impregnación de barniz al bobinado del
motor por medio de una brocha de pintura, la cual se sacude con el fin de rosear el
bobinado.
94
Ahora bien, teóricamente cualquier material ante un proceso de barnizado por
inmersión sería más resistente térmicamente a uno barnizado por goteo. De la misma
manera, un papel aislante para una clase térmica mayor, como por ejemplo el papel Nomex,
vendría a tener propiedades térmicas y eléctricas superiores que el papel Pescado. Ante esta
afirmación se combinaron los materiales expuestos anteriormente con los métodos de
barnizado por inmersión y por goteo, con la idea de medir ciertas propiedades eléctricas
mediante la prueba aislamiento por incremento de voltaje utilizando el HI-POT.
La idea es justificar mediante la prueba el hecho de que la escogencia de los
materiales a utilizar en el sistema de aislamiento de los motores eléctricos, debe
fundamentarse en aspectos técnicos, como el lugar y el tipo de servicio para el cual va a ser
instalado el motor, y la combinación de materiales de diferentes clases térmicas debe ante
todo, fortalecer las características térmicas y dieléctricas del sistema de aislamiento en
general.
De esta forma, se construyeron diferentes tipos de bobinados elaborados con los
materiales que se tenían a disposición, lo cual se esquematiza en la siguiente tabla.
95
Tabla 5.3 Combinación de materiales para aislamiento en motores de inducción
PAPEL AISLANTE BARNIZADO ALAMBRE MAGNETO BOBINADO Nomex Por inmersión Essex 1 Por goteo Essex 2 Mylar Por inmersión Condumex 3 Centelsa 4 Por goteo Condumex 5 Centelsa 6 Lumirol Por inmersión Condumex 7 Centelsa 8 Por goteo Condumex 9 Centelsa 10 Pescado Por inmersión Essex 11 Condumex 12 Centelsa 13 Por goteo Essex 14 Condumex 15 Centelsa 16
5.1.2 Análisis de resultados de prueba de resistencia de aislamiento por incremento de
voltaje mediante el HI-POT
Como se explicó en el capítulo 4, la prueba de aislamiento por incremento de
voltaje utilizando el HI-POT prueba la resistencia de aislamiento a tierra, incrementando el
voltaje (voltaje de prueba en corriente directa) en las espiras, para que la corriente también
aumente, tratando de que la resistencia de aislamiento permanezca prácticamente constante.
Mide la fuerza del dieléctrico o el límite de aislamiento del dieléctrico, conocido como
punto de ruptura.
96
Figura 5.2 Comportamiento ideal de los resultados de la prueba[18]
La prueba se aplicó a los bobinados 1 y 2, arrojando los siguientes resultados:
Tabla 5.4 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Nomex, alambre magneto marca ESSEX, barnizado por
inmersión
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 320 0,1 560 0,1
1120 0,2 1920 0,2 3090 0,3 4260 0,3 5060 0,4 6000 0,4 7120 0,5 8150 0,6 9090 0,6 10120 0,7 11060 0,8
97
Tabla 5.5 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Nomex, alambre magneto marca ESSEX barnizado por
goteo
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 320 0,1 560 0,1
1170 0,2 1920 0,4 3140 0,9 4120 1,4 5150 2,2 6040 3,2
Como se puede ver en la tabla 5.4, para un voltaje de prueba de 11060 V la
corriente de fuga es de 0.8 µA, lo que indica que el aislamiento no disparó, es decir, no se
presentó ninguna ruptura en el aislamiento, mientras que en la tabla 5.5 se puede observar
que el voltaje máximo de prueba fue de 6040 V lo que originó una corriente de fuga de 3.2
µA, lo que implica que después de ese voltaje el aislamiento se disparó, valor de voltaje de
prueba que es un 54% más bajo que el que pudo soportar el bobinado barnizado por
inmersión. La siguiente figura compara los resultados expuestos anteriormente.
98
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000
V prueba [V]
I fug
a [µ
A]
GoteoInmersión
Figura 5.3 Resultados de prueba para papel Nomex con alambre magneto ESSEX
La figura 5.3 permite visualizar la relación que tiene el proceso de barnizado en un
mismo material, se nota que para el bobinado barnizado por goteo, la respuesta al voltaje
viene siendo prácticamente exponencial, mientras que la curva que caracteriza el barnizado
por inmersión, tiene un levantamiento mucho más controlado y el crecimiento exponencial
que muestra la otra curva no es tan visible en este caso.
El hecho de que el crecimiento de la curva de barnizado por goteo sea casi
exponencial, afecta directamente la resistencia de aislamiento del bobinado ya que hace que
provoca que el sistema de aislamiento del motor esté más propenso a fallar, de hecho sólo
pudo soportar un 54% del voltaje que soportó el bobinado barnizado por inmersión.
99
Cabe destacar además que las curvas se comportaron de la manera esperada, esto es,
para un incremento gradual del voltaje, la corriente de fuga que pasa a través del material
aislante también aumentó en función del incremento de voltaje.
El siguiente caso a analizar es para el papel aislante Mylar, en esta oportunidad
bobinado con alambre magneto marca CONDUMEX y que para efectos de las pruebas,
serían los bobinados 3 y 5. La prueba de aislamiento por incremento de voltaje arrojó los
siguientes resultados:
Tabla 5.6 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CONDUMEX, barnizado
por inmersión
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 230 0,1
1030 0,2 1450 0,3 2060 0,4 2760 0,4 3840 0,4 5060 0,6 5860 0,6 6510 1,1 7900 1,2 9140 1,5 10640 1,5
100
Tabla 5.7 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CONDUMEX, barnizado
por goteo
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 460 0,2 930 0,3
1640 0,4 2150 0,5 3040 0,8 4640 0,9 6230 1,8 7070 3,5 8060 4,8
Igual que para el caso de papel aislante Nomex y alambre magneto marca ESSEX,
existe una gran diferencia entre los resultados propios de los procesos de barnizado. La
tabla 5.6, muestra que el caso del papel aislante Mylar y alambre magneto marca
CONDUMEX, para un voltaje de prueba de 10640 V, la corriente de fuga es de 1.5 µA,
superior a los 0.7 µA a 10120 V para el caso del papel Nomex, pero que sin embargo indica
que el aislamiento no se disparó durante la realización de la prueba y confirma las
capacidades que tiene el aislamiento al aplicarle un barnizado por inmersión.
Por otro lado y siguiendo el comportamiento del papel Nomex para un barnizado por
goteo, en el caso del papel aislante Mylar barnizado por goteo, la tabla 5.7 muestra que el
voltaje máximo de prueba fue de 8060 V originando una corriente de fuga de 4.8 µA, que
indica que después de este voltaje el aislamiento se disparó.
101
Cabe mencionar que para este caso el bobinado por goteo pudo soportar un 76% del
voltaje que se le aplicó al bobinado por inmersión, lo que indica el efecto de usar uno de los
dos procesos de barnizado no es tan marcado como lo fue en la caso del papel aislante
Nomex y alambre magneto marca ESSEX. La siguiente figura compara los resultados
expuestos anteriormente.
0
1
2
3
4
5
6
0 5000 10000 15000
V prueba [V]
I fug
a [µ
A]
GoteoInmersión
Figura 5.4 Resultados de prueba para papel Mylar con alambre magneto
CONDUMEX
De nuevo se puede observar de la figura 5.4 la tendencia exponencial que tiene la
curva que describe los resultados de la prueba realizada al bobinado barnizado por goteo, lo
que conlleva a que el aislamiento tenga una mayor predisposición a fallar, mientras que la
curva del barnizado por inmersión mantiene una tendencia de crecimiento muy leve y ni
102
siquiera haya un punto en que se forme el codo propio de este tipo de curvas. Es interesante
rescatar que para este caso el codo de la curva en azul se da muy cerca de los 5000 V de
voltaje de prueba, mientras que para el caso de la curva en azul pero en la figura 5.2 este
codo se forma prácticamente en los primeros instantes de la prueba. El codo de la curva es
un punto de referencia, el cual indica que después de este valor, la curva va a empezar a
crecer de manera acelerada y que el punto de ruptura se encuentra cerca, es decir, previene
la disposición que tiene el aislamiento a fallar.
Continuando con el papel aislante Mylar, los siguientes datos corresponden a los
resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para dicho papel pero para
el alambre magneto marca CENTELSA, lo cual se muestra a continuación:
Tabla 5.8 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado
por inmersión
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 370 0,1 650 0,2
1170 0,2 1960 0,4 3140 0,7 4030 1,2 5150 2,5 6090 3,9 7070 5,5 8290 8,6 9280 11,3
103
Tabla 5.9 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado
por goteo
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 370 0,1 560 0,1
1310 0,2 2060 0,3 3140 0,3 4260 0,5 5100 0,7 6140 1 7170 3,2 8290 5 9090 7
En este caso, otra variable además del proceso de barnizado fue el alambre
magneto, ya que las tablas 5.6 y 5.8 permiten comparar la corriente de fuga en función del
voltaje de prueba para un mismo papel aislante y proceso de barnizado pero para un
diferente alambre magneto.
Si la tabla 5.6 muestra que el aislamiento no se disparó durante la prueba
alcanzando una corriente de fuga de 1.5 µA para un de voltaje de 10640 V, la tabla 5.8
muestra que para un alambre magneto CENTELSA el aislamiento si disparó pese a que se
siguió el mismo proceso de barnizado. De hecho, la corriente de fuga fue de 11.3 µA para
un voltaje de prueba de 9280 V, lo cual es sumamente superior a 1.5 µA para el alambre
CONDUMEX. Si las pruebas se realizaron el mismo día, en un lapso de tiempo muy corto,
este resultado muestra que al igual que para procesos diferentes de barnizado se puede
esperar resultados relativamente diferentes para esta prueba, diferentes tipos de alambre
104
magneto también arrojarán resultados diferentes para dicha prueba mas lo que puede
sorprender es que para el alambre CENTELSA el aislamiento haya fallado.
Lo anterior permite constatar un punto de partida que se había dado a la hora de
justificar la realización de estas pruebas, el cual era que la combinación de materiales no
debe atentar contra la capacidad y fortaleza del sistema de aislamiento en general. Así el
alambre marca CENTELSA combinado con el papel aislante Mylar tiene propiedades
térmicas y dieléctricas inferiores que la combinación entre el papel Mylar y el alambre
magneto marca CONDUMEX, por lo que el aislamiento se vería diezmado si se escogiese
el bobinado 4 para rebobinar un motor. En este caso preguntas como dónde va a estar el
motor, cuál va a ser su función dentro de la industria y cuánto tiempo va a estar en
operación, son muy importantes en la práctica a la hora de escoger entre un bobinado u
otro.
Por otro lado, la tabla 5.9 muestra que para un voltaje de 9090 V, la corriente de
fuga es de 7 µA, lo que indica que el aislamiento falló igual que ocurrió para la prueba
utilizando alambre CONDUMEX. La diferencia está en que para el alambre CENTELSA, el
incremento que tiene la corriente cuando se empieza a disparar es más acelerado que en el
caso del alambre magneto marca CONDUMEX. Lo anterior se puede ver en la siguiente
figura:
105
0
2
4
6
8
10
12
0 2000 4000 6000 8000 10000
V prueba [V]
I fug
a [µ
A]
GoteoInmersión
Figura 5.5 Resultados de prueba para papel Mylar con alambre magneto
CENTELSA
La figura 5.5 muestra que para la serie denominada como “goteo”, el codo de la
curva se da a los 4000 V aproximadamente, mientras que la figura 5.4 muestra que para la
serie “goteo”, el codo de la curva se da a los 5000 V, lo cual reafirma el hecho de que el
bobinado hecho de papel aislante Mylar y alambre magneto marca CENTELSA tienda a
dispararse más rápido que el bobinado hecho del mismo papel aislante pero de diferente
alambre magneto, aún si ambos fueron barnizados por goteo.
El siguiente caso a analizar es para el papel aislante Lumirol, en esta oportunidad
bobinado con alambre magneto marca CONDUMEX y que para efectos de las pruebas,
106
serían los bobinados 7 y 9. La prueba de aislamiento por incremento de voltaje proyectó los
siguientes resultados:
Tabla 5.10 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CONDUMEX,
barnizado por inmersión
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 370 0,1 980 0,2
1450 0,3 3700 0,4 5250 0,5 7370 0,6 9280 0,8 10310 1
Tabla 5.11 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CONDUMEX,
barnizado por goteo
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 320 0,1
1590 0,2 3090 0,3 3840 0,3 6610 0,4 8110 1,1
En este caso y a diferencia de los casos analizados anteriormente, no existe una gran
diferencia entre los resultados de los dos procesos de barnizado, es más, como se vislumbra
de las tablas 5.10 y 5.11, ambos bobinados se comportan de manera diferente a lo que se
107
venía presentando en los resultados de las pruebas anteriores. Así, la variable del proceso
de barnizado abre paso al tipo de alambre que se está usando, esto quiere decir, que para
este caso, la escogencia entre un proceso y el otro no es tan influyente, aunque la tabla 5.10,
es decir para el bobinado barnizado por inmersión, muestra que luego de un voltaje de
prueba de 10310 V el aislamiento no se dispara, la tabla 5.11, para el bobinado barnizado
por goteo, muestra que luego de un voltaje de prueba de 8110 V, que representa un 79% del
voltaje que soportó el barnizado por inmersión, el aislamiento se no había disparado aún.
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
0 5000 10000 15000
V prueba [V]
I fug
a [µ
A]
GoteoInmersión
Figura 5.6 Resultados de prueba para papel Lumirol con alambre magneto
CONDUMEX
Ahora bien, la figura 5.6 muestra que para las dos procesos de barnizado, hay un
voltaje de prueba de alrededor de 7500 V donde la corriente de fuga para ambos casos sería
108
de aproximadamente 0.6 µA. Lo anterior pone de manifiesto que el papel Lumirol
combinado con el alambre magneto CONDUMEX muestra ser bastante resistente ya sea
para un barnizado por inmersión o por goteo. Al parecer las características de ambos
materiales fortalecen el aislamiento y evitan el disparo aún si el barniz proporcionado al
bobinado no está uniformemente distribuido a lo largo de la superficie de contacto. Las
curvas por otro lado, tienen un comportamiento similar al que han ido presentado las curvas
resultantes de los otros materiales, pero es importante recalcar que aunque en los dos
procesos de barnizado no hubo disparo, la figura 5.6 permite captar que para el barnizado
por goteo la curva tiende a crecer con mayor velocidad que su homóloga para el caso del
barnizado por inmersión, comprobando que el barnizado por inmersión brinda una mayor
protección al sistema de aislamiento en los motores de inducción trifásicos.
Dado que para el papel Mylar se pudo constatar que hubo cambios importantes en
los resultados de la prueba para el alambre marca CONDUMEX y CENTELSA, aún si los
bobinados estuvieran barnizados mediante el mismo proceso, para el papel aislante Lumirol
se deseó hacer la misma comparación, por lo que los siguientes datos corresponden a los
resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para dicho papel pero para
el alambre magneto marca CENTELSA:
109
Tabla 5.12 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado
por inmersión
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 460 0 840 0,1
1350 0,2 2150 0,2 3180 0,2 4170 0,3 5150 0,3 6320 0,4 7680 0,5 8110 1,1 10680 1,5
Tabla 5.13 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado
por goteo
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 370 0 700 0,1
1350 0,2 2100 0,2 3180 0,3 4070 0,4 5100 0,6 6230 1,1 7210 2,4 8010 5,4 9140 9,9
Si en el caso del alambre magneto CONDUMEX para un barnizado por inmersión y
por goteo, el aislamiento no disparó para ninguno de los dos casos, para el caso del alambre
110
magneto marca CENTELSA, el proceso de barnizado por goteo si produjo falla en el
aislamiento.
Mientras que la tabla 5.10 muestra que el aislamiento no se disparó durante la
prueba alcanzando una corriente de fuga de 1 µA para un de voltaje de 10310 V, la tabla
5.12 muestra que para un alambre magneto CENTELSA el aislamiento tampoco falla pero
en este caso la corriente de fuga es de 1.5 µA para un voltaje de prueba de 10680 V. Lo
anterior indica a simple vista que el bobinado preparado con papel aislante Lumirol y
alambre magneto marca CONDUMEX, es más resistente que el preparado con el mismo
papel aislante pero con alambre marca CENTELSA, comportamiento similar al caso de los
resultados de la prueba realizada al papel aislante Mylar.
En el caso del barnizado por goteo, la tabla 5.13 indica que el para un voltaje de
prueba de 9140 V, la corriente de fuga era de 9.9 µA, provocando una falla en el sistema de
aislamiento. Esto difiere del caso del alambre magneto de CONDUMEX, ya que para este
caso el aislamiento no había fallado. Así el alambre marca CENTELSA combinado con el
papel aislante Lumirol tiene propiedades térmicas y dieléctricas inferiores que la
combinación entre el papel Lumirol y el alambre magneto marca CONDUMEX, por lo que
el aislamiento se vería diezmado si se escogiese el bobinado 10 para rebobinar un motor.
111
0
1
2
3
4
5
6
0 2000 4000 6000 8000 10000
V prueba [V]
I fug
a [µ
A]
GoteoInmersión
Figura 5.7 Resultados de prueba para papel Lumirol con alambre magneto
CENTELSA
La diferencia está en que para el alambre CENTELSA, el incremento que tiene la
corriente cuando se empieza a disparar es más acelerado que en el caso del alambre
magneto marca CONDUMEX. Lo anterior se puede ver en la figura 5.7. Note que mientras
que para la curva “goteo” el crecimiento es exponencial conforme aumenta el voltaje de
prueba y el punto codo de la curva se da alrededor de los 5000 V, para este mismo voltaje
pero en el caso de la curva “inmersión”, la corriente de fuga ni siquiera ha empezado a
incrementarse exponencialmente.
112
De hecho para las curvas “inmersión” para los dos tipos de alambres analizados, el
comportamiento es muy similar, respaldando una vez más el efecto que tiene el barnizado
por inmersión, sobre la fortaleza del sistema de aislamiento en motores de inducción.
El siguiente material al que se le realizó la prueba de resistencia de aislamiento por
incremento de voltaje fue el papel aislante Pescado. La peculiaridad que presenta esta
material es el hecho de ser uno de los materiales más débiles que hay en el mercado, dado
que su clase térmica es de 115ºC. Ahora bien, no es que el papel sea malo, sino que la
aplicación en el rebobinado de motores no es la adecuada, dado que por su clase térmica
estaría reduciendo la capacidad de temperatura del sistema de aislamiento en general.
Así se probó este material para los tres tipos de alambre magneto, buscando alguna
posibilidad de que el sistema de aislamiento se fortaleciera con algún tipo de alambre aún si
se tratase del papel Pescado. Las siguientes tablas muestran los resultados del ensayo para
papel Pescado, con alambre magneto ESSEX.
Tabla 5.14 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca ESSEX, barnizado por
inmersión
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 280 0,1
2010 0,2 3750 0,3 5250 0,4 7590 0,5 8340 0,6 10300 0,8 11150 1,9
113
Tabla 5.15 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca ESSEX, barnizado por
goteo
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 180 0,1 460 0,2
2060 0,3 3040 0,4 3890 10,9 4500 20,7 5860 28,1 6460 90,7
Nuevamente los resultados de las tablas 5.14 y 5.15 ponen de manifiesto la
diferencia entre barnizar por inmersión y por goteo. Para el primer caso no hay disparo, es
más para un voltaje de prueba de 11150 V, la corriente de fuga es de 1.9 µA, lo que indica
que para este elevado valor de voltaje el aislamiento no había fallado, mientras que para el
segundo caso y para un 58% del voltaje que soportó el bobinado barnizado por inmersión,
la corriente es de 90 µA, evidenciando la falla en el aislamiento a un voltaje
considerablemente inferior que en el barnizado por inmersión.
114
0
2
4
6
8
10
12
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000V prueba [V]
I fug
a [µ
A]
GoteoInmersión
Figura 5.8 Resultados de prueba para papel Pescado con alambre magneto ESSEX
La curva “goteo” tiene su codo en 3040 V, a un tercio de los valores de voltaje de la
prueba y el incremento de la curva de este valor es muy acelerado, hasta el momento es el
que ha crecido más rápido, llegando a valores de corriente de fuga muy elevados en un
corto tiempo y a valores de voltaje muy pequeños como se ve en la figura 5.8.
Siguiendo con el papel Pescado y luego de reafirmar la teoría de que el papel
pescado era el más propenso a fallar, se prosiguió con el alambre magneto marca
CONDUMEX, los resultados se exponen a continuación.
115
Tabla 5.16 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CONDUMEX,
barnizado por inmersión
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 320 0,1
1120 0,2 2100 0,3 3180 0,4 5070 0,6 6280 0,9 7120 1 8200 1,2 9140 1,6 10170 2
Tabla 5.17 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CONDUMEX,
barnizado por goteo
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 280 0,1 600 0,4
2060 0,5 2570 0,6 4070 0,7 4590 0,8 5100 6,2 6000 9,2
Comparando los resultados del alambre CONDUMEX y el ESSEX para el
barnizado por inmersión, se puede constatar que el aislamiento para el alambre ESSEX es
más resistente que para el alambre CONDUMEX, los dos no fallaron pero la corriente de
fuga para el caso del alambre CONDUMEX es de 2 µA para un voltaje de prueba de 10170
116
V mientras que para el alambre ESSEX la corriente de fuga es de 1.9 µA para un voltaje de
prueba de 11150 V, 9% mayor que el que soportó el alambre CONDUMEX. Así para esta
combinación de materiales el que se comporta de mejor manera ante los altos voltajes
propios de la prueba por el HI-POT es el bobinado hecho de alambre ESSEX aunque esto
no implica que los dos alambres se hayan comportado de buena manera y de forma
relativamente similar.
Por otra parte, en el caso del barnizado por goteo, en ambos casos hubo falla,
aunque el alambre de CONDUMEX en este caso soportó un voltaje de prueba más elevado
antes de dispararse, dado que para un voltaje de 6000V, la corriente de fuga fue de 9.2 µA
mientras que para el caso del alambre magneto ESSEX, a 3890 V la corriente de fuga era de
10.9 µA. Lo anterior se demuestra en la figura siguiente.
0123456789
10
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000V prueba [V]
I fug
a [µ
A]
GoteoInmersión
Figura 5.9 Resultados de prueba para papel Pescado con alambre magneto
CONDUMEX
117
Ambas curvas tienen su codo aproximadamente a 5000 V, pero es evidente el
crecimiento exponencial que tiene la curva del bobinado por goteo, de nuevo el tipo de
barnizado tiene una relación directa e importante en la calidad del aislamiento y cabe
destacar que si se aplica un barnizado por goteo, en la mayoría de los casos se estaría
dejando en cierto punto indefenso al sistema de aislamiento, dejándolo más propenso a
presentar fallas.
Finalmente el último caso de la serie de datos del papel Pescado, es cuando se
bobina utilizando alambre magneto de CENTELSA, como se muestra a continuación.
Tabla 5.18 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado
por inmersión
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 280 0,1 600 0,2
1070 0,3 3280 0,4 4820 0,5 6280 0,6 7210 0,8 9180 1
118
Tabla 5.19 Resultados de la prueba de aislamiento por incremento de voltaje para el
bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado
por goteo
Voltaje de prueba [V] Corriente de fuga [µA] 370 0,1 700 0,2
1260 0,3 1870 0,5 2620 0,5 3510 1 4590 1,1
En este caso los resultados tabulados en las tablas 5.15 y 5.16 muestran que para
ambos tipos de barnizado, el aislamiento falló, lo cual comprueba la teoría de que el papel
aislante Pescado tiene una considerable tendencia a fallar. Cabe destacar que los valores de
voltaje para los que se produjo la falla son reducidos; para un voltaje de 9180 V la corriente
de fuga para el bobinado barnizado por inmersión fue de 1 µA, mientras que para el
bobinado barnizado por goteo, para un voltaje de 4590 V, la corriente de fuga fue de 1.1
µA.
A notar que las tres combinaciones de materiales barnizadas por goteo produjeron
una falla a nivel del aislamiento, sin embargo el bobinado que contiene alambre
CONDUMEX pudo soportar un voltaje más alto antes de la ruptura que el bobinado por el
alambre ESSEX y el CENTELSA. Probablemente en este caso tuvo mayor peso el tipo de
recubrimiento del alambre magneto y si bien es cierto el alambre CONDUMEX y ESSEX
tienen un comportamiento similar, para el alambre CENTELSA la utilización de un papel
119
aislante de baja clase térmica reduce notablemente sus capacidades aislantes en cuanto a
temperatura y conducción de electricidad.
Lo anterior se ilustra en la siguiente figura:
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
0 2000 4000 6000 8000 10000
V prueba [V]
I fug
a [µ
A]
GoteoInmersión
Figura 5.10 Resultados de prueba para papel Pescado con alambre magneto
CENTELSA
A manera de resumen el 87.5% de los bobinados barnizados por goteo fallaron, lo
que equivale a 7 bobinas de 8 que fueron probados, mientras que el 25% de los bobinados
barnizados por inmersión fallaron, lo que equivale a solo 2 de los 8 bobinados de prueba.
120
CAPÍTULO 6: Conclusiones y recomendaciones
En cuanto a las principales fallas eléctricas en motores de inducción trifásicos a baja
tensión:
• En la mayoría de los casos la causa de una falla mecánica es un desperfecto a nivel
eléctrico, es decir, aún si lo que se percibe como un problema sea una alteración en
las características mecánicas del motor, la causa principal fue una falla eléctrica
dentro del motor.
• La mayoría de las fallas eléctricas aumentan la temperatura interna del motor, lo
que conlleva a un aumento tanto de las pérdidas por calentamiento como de las
pérdidas mecánicas afectando su rendimiento.
En cuanto al diagnóstico y tipos de pruebas para determinar fallas:
• Es importante realizar un control periódico preventivo que permita garantizar
el funcionamiento óptimo del motor.
• Una prueba de diagnóstico de motores no proporciona un conocimiento total
del estado real del motor, es la combinación de diversas pruebas en línea y
fuera de línea del motor, lo que permite determinar el estado real del mismo.
121
Del análisis de materiales del sistema de aislamiento en motores:
• La combinación entre materiales de diferentes clases térmicas no debe limitar la
capacidad del sistema de aislamiento global en los motores de inducción, por lo
tanto las razones técnicas deben imperar sobre las económicas a la hora de escoger
los materiales aislantes para rebobinar los motores dañados.
• A pesar de que se realizaron múltiples combinaciones de materiales de diferentes
clases térmicas, los bobinados que fueron barnizados por el proceso conocido como
barnizado por goteo, tuvieron mayor tendencia a fallar y fueron los que soportaron
menos voltaje de prueba.
• A lo largo de las pruebas se determinó que había una relación entre el tipo de
alambre magneto para un mismo papel aislante y un mismo proceso de barnizado
con respecto a la tendencia del sistema de aislamiento, a producir una falla.
• Se comprobó que el barnizado por inmersión supera al barnizado por goteo, ya que
los bobinados barnizados mediante este método casi no fallaron y soportaron
voltajes de prueba elevados.
122
Como recomendaciones:
• Establecer una norma que estandarice tanto los materiales como los procesos que se
realizan en el rebobinado de motores eléctricos que le garantice al usuario un
trabajo de alta calidad y a los Centros de Servicio una retribución económica en
función de la calidad del trabajo que entregan.
• Realizar más estudios a nivel industrial que permitan delimitar con mayor agudeza
las principales fallas de los motores a nivel nacional, permitiendo crear estadísticas
de mantenimiento propias de nuestro entorno.
• Promover la importancia que tiene la ingeniería de materiales y de mantenimiento
dentro del proceso de aprendizaje en la carrera de ingeniería eléctrica.
123
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126
GLOSARIO
Corrientes de Foucault Corrientes inducidas creadas en los núcleos
ferromagnéticos, cuando estos estén sometidos a un
flujo variable. En general, estas corrientes son
indeseables, puesto que calientan el núcleo lo que
introduce pérdidas de potencia en forma de calor.
Deslizamiento Relación que existe entre la diferencia de velocidad
del campo magnético giratorio creado por el devanado
estatórico y del campo inducido en el rotor, y la
velocidad del campo inductor creado por el estator.
Efecto Joule Efecto en el cual, si en un conductor circula
electricidad, parte de la energía cinética de los
electrones se transforma en calor debido al choque
que sufren estos con las moléculas del conductor por
el que circulan elevando la temperatura del mismo.
Factor de servicio Medida de la capacidad de sobrecarga continua de un
motor con la cual puede funcionar sin sobrecargas o
daños, con tal que los otros parámetros de diseño
como la tensión nominal, frecuencia y temperatura
127
ambiente se encuentren dentro de los valores
normales.
Higroscopicidad Capacidad de los materiales para absorber la humedad
atmosférica. Para cada sustancia existe una humedad
que se llama de equilibrio, es decir, un contenido de
humedad tal de la atmósfera a la cual el material ni
capta ni libera humedad al ambiente. Si la humedad
ambiente es menor que este valor de equilibrio, el
material se secará, si la humedad ambiente es mayor,
se humedecerá.
HIPOT Estos equipos se usan para analizar la fuerza
dieléctrica de los aislamientos eléctricos y la
continuidad de los circuitos de tierra de tres cables y
de otros dispositivos, tanto en el terreno como al final
de la cadena de montaje.
Ley de Lenz Ley que permite predecir el sentido de la fuerza
electromotriz inducida en un circuito eléctrico. El
sentido de la corriente o de la fuerza electromotriz
inducida es tal que sus efectos electromagnéticos se
oponen a la variación del flujo del campo magnético
128
que la produce. Así, si el flujo del campo magnético a
través de una espira aumenta, la corriente eléctrica
que en ella se induce crea un campo magnético cuyo
flujo a través de la espira es negativo, disminuyendo
el aumento original del flujo.
MEGGER Empresa que fabrica el probador de aislamiento
compacto, controlado por microprocesador, utilizado
para realizar las pruebas de resistencia de aislamiento.
Motor de inducción (asincrónico) Máquina de corriente alterna, sin colector, donde el
estator está conectado a la red y el rotor trabaja por
inducción, siendo la frecuencia de las fuerzas
electromotrices inducidas, proporcional al
deslizamiento.
Resinas alquídicas Son utilizados en todos los sectores del aislamiento
eléctrico, como barnices, estratificados y también
como películas y fibras. Los polímeros sólidos
resultantes tienen excelente propiedad eléctrica,
resistencia a la humedad, a los ácidos débiles, a los
álcalis y a los solventes en general como así también
buenas propiedades mecánicas.
129
Resinas epóxicas Se trata de resinas de dos componentes, es decir, de
una resina propiamente dicha y un endurecedor que se
debe mezclar perfectamente en la proporción
adecuada. Una vez mezcladas comienza la reacción
química cuyo resultado es la polimerización (curado)
y endurecimiento de la resina adquiriendo de este
modo sus características definitivas. El tipo de
componentes, proporciones de la mezcla y
condiciones del curado, dependen del tipo de
aplicación de cada resina en particular.
Resinas fenólicas Se utilizan en la industria de los barnices aislante y de
los dieléctricos estratificados. Tienen la particularidad
de formar con fibras de los más diversos soportes,
películas duras, impermeables y fuertemente
cementantes, con buenas características eléctricas,
notable resistencia química y térmica y baja absorción
de humedad.
Resinas termoendurecibles Son aquellas resinas que con la acción del calor
adoptan una forma permanente a través de una
reacción química irreversible.
130
Rigidez dieléctrica Gradiente eléctrico máximo que puede soportar. Su
valor se puede determinar experimentalmente
mediante los procedimientos e indicaciones
establecidos por normas. Cada material tiene su
propia rigidez dieléctrica, pero su valor depende de
las dimensiones de los electrodos de ensayo, de las
condiciones ambientales en las cuales se realiza la
prueba, y de la duración de aplicación de la tensión.
Temperatura de levantamiento Temperatura que resultada del calor generado debido
a las pérdidas propias de la operación del motor.
131
ANEXOS