LAS PRINCIPALES FALLAS ELECTRICAS EN LOS MOTORES ...

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


bobinado con papel aislante Nomex, alambre magneto marca ESSEX barnizado por

goteo


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:


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


bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CONDUMEX, barnizado

por goteo


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:


bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado

por inmersión


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


bobinado con papel aislante Mylar, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado

por goteo


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:


bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CONDUMEX,

barnizado por inmersión


1450 0,3 3700 0,4 5250 0,5 7370 0,6 9280 0,8 10310 1


bobinado con papel aislante Lumirol, alambre magneto marca CONDUMEX,

barnizado por goteo


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


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


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.


bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca ESSEX, barnizado por

inmersión


2010 0,2 3750 0,3 5250 0,4 7590 0,5 8340 0,6 10300 0,8 11150 1,9

113


bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca ESSEX, barnizado por

goteo


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


bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CONDUMEX,

barnizado por inmersión


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


bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CONDUMEX,

barnizado por goteo


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.


bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado

por inmersión


1070 0,3 3280 0,4 4820 0,5 6280 0,6 7210 0,8 9180 1

118


bobinado con papel aislante Pescado, alambre magneto marca CENTELSA, barnizado

por goteo


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.

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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

LAS PRINCIPALES FALLAS ELECTRICAS EN LOS MOTORES ...

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