En la actualidad los fabricantes de los motores eléctricos los están diseñando para reducir sus costos y tamaños, pero además para hacerlos cada vez más eficientes. Esta cualidad es requerida por los usuarios debido a los crecientes costos de la energía.
En esa búsqueda de rendimientos cada vez más altos, las cuñas magnéticas aparecen como una parte de las mejoras posibles.
Si bien su empleo en la construcción de máquinas no es nuevo, hoy en día lo vemos más difundido y ya parece ser obligatorio para alcanzar aquel objetivo de mejora.

Es por ello que hemos observado, ahora con más frecuencia, algunos problemas con estos elementos. Porque el deterioro de este material reduce la presión de acuñado (bobinas flojas) y al que se desprende de las cuñas es triturado por el rotor, y su contenido metálico se esparce sobre el bobinado. Evidentemente para máquinas de media tensión esto redunda en la aparición de descargas parciales superficiales y la reducción de la vida útil de los aislamientos.
Los ensayos eléctricos periódicos son una herramienta muy poderosa para detectar defectos en forma temprana y prevenir paradas inesperadas con altos costos económicos.
Es siempre recomendable, entonces, efectuar un análisis de los espectros de descargas parciales y, si es posible, el mapeo de la presión de las cuñas para detectar y corregir esta falla recurrente.

Véase el ejemplo de la figura 1. Corresponde a un motor asincrónico de 6500 kW en 6,6 kV que, en los ensayos llevados a cabo durante una parada programada, presentó un incremento de las descargas parciales en ranuras. Al remover las tapas de inspección se detectó un polvillo rojizo depositado en cabezas de bobina con una pronunciada disposición simétrica.
Este polvo es producto de la oxidación del hierro contenido en las cuñas y depositado en zonas del bobinado donde el campo eléctrico es más intenso
(cambio de fase).

Luego de realizar el desarme del motor, se confirmó el diagnóstico, constatándose cuñas faltantes y con ajuste débil en un 30 % del total.

En la figura 2 se muestra el deterioro que se ha tenido un motor de 6.600 V, con pérdidas de algunas cuñas. Se puede ver también un importante sobrecalentamiento en las cabezas de los dientes.

Por lo expresado los autores han entendido que resulta conveniente analizar con profundidad las funciones de las cuñas magnéticas y las fabricaciones de estas piezas.

Para la ubicación de los arrollamientos destinados a producir la excitación magnética y luego la generación de la potencia mecánica en el rotor, se utilizan prácticamente sólodos formas de ranuras para alojar las bobinas dentro del paquete o núcleo magnético.

Una es de figura trapezoidal o también llamada semicerrada por los istmos superiores que dejan un espacio suficiente para el pasaje del alambre de cobre esmaltado o forrado.
Como contrapartida el diente asumirá siempre una figura rectangular.
Es la ranura de los motores de menor potencia y para las bajas tensiones de funcionamiento.

La otra es la rectangular, originada por la necesidad de la utilización de bobinas pre-conformadas que en su interior tienen conductores de planchuelas de cobre, todo derivado por las altas potencias mecánicas a

extraer (que requieren secciones mayores del conductor) y las altas tensiones de las redes de alimentación (que exigen rodear a esos conductores con un aislamiento de material, espesor y compactación suficientes).
La colocación de las bobinas en este caso exige la forma rectangular y la apertura de la parte superior de la ranura, en donde se ubicará luego una cuña o chaveta de cierre para apretar radialmente las partes rectas y así anular posibles movimientos.
En este caso la forma trapezoidal la toma el diente.

La ranura semicerrada es la preferente en los aspectos magnéticos que afectan al núcleo y sus dientes, tal como veremos.
Es por ello que en los grandes motores, por imperio de ciertos valores del diseño, se hace conveniente algunas veces, o necesario en otras, la transformación de la parte superior de la ranura con cuñas magnéticas, tratando de presentar al flujo magnético caminos con hierro “equivalentes” a los de la ranura semicerrada.

En el siguiente cuadro comparativo presentamos las diferencias de algunos factores que nos interesan observar y que surgen en la utilización de cada tipo de ranura.

(1) Sólo comparable en motores de 380 V. Para tensiones superiores la sección del aislamiento se incrementa naturalmente y reduce el rendimiento de las ranuras.
(2) El límite de los 2.300 V se tiene en pocas unidades generalmente de baja potencia. Pero, para esta tensión siempre es conveniente el uso de planchuelas de cobre con aislamiento del tipo de media tensión y, por ende, en ranuras rectangulares.
(3) y (4) Presentados para entrar en temas más importantes en los que intervienen las cuñas magnéticas.

Veamos ahora esos aspectos en que la forma de la ranura o, derivado de ello, la cuña magnética, toman importancia.

La reactancia de dispersión que vemos en el circuito equivalente del motor de inducción considera, como caída de tensión, la cantidad del flujo no útil o perdido fuera del circuito magnético principal. Del total generado por nuestros arrollamientos alimentados con la tensión nominal queda, entonces, un flujo de trabajo menor por la aparición de aquellos dispersos.

Se reconocen y valoran los siguientes flujos dispersos, cuyos conceptos también son de aplicación para los rotores. Ver Figura 5.

• Flujo disperso en las cabezas de las bobinas. Se instala en el aire y no participa en el principal dentro del paquete magnético. Depende de algunas dimensiones de las bobinas, principalmente de la longitud y área de sus cabezas, y las cercanías de material de hierro de la estructura o carcasa.
• Flujo disperso en las ranuras. Concatena parcial o totalmente a los conductores generadores de la fuerza magnetomotriz sin acompañar al flujo útil. Depende de la forma de la ranura, especialmente de su ancho, siendo mayor la dispersión cuanto menor es aquél. Obviamente es de esperar un valor más elevado del flujo disperso en las ranuras semicerradas, del orden del 5 %.
• Flujo disperso en el entrehierro. También hay líneas de flujo disperso cerrándose en las cabezas de los dientes, pasando por el entrehierro, llegando al hierro rotórico y volviendo al estator sin acompañar al flujo principal.

El diámetro de la circunferencia trazado en el conocido diagrama de Hayland, valor que está relacionado con la corriente de cortocircuito (arranque), toma en cuenta las reactancias debidas a las dispersiones del flujo explicadas. Se calcula como:

Diámetro de la circunferencia = V/ X dispersión del estator + X dispersión del rotor

Podría concluirse que con ranuras semicerradas tendremos una ligera reducción del diámetro calculado y por ello de la corriente de arranque.
También podemos inferir que, estrictamente, esa corriente está relacionada con todas las dimensiones mencionadas al presentar los flujos dispersos y, por ende, con la del entrehierro.
Sobre este último fijaremos ahora nuestra atención porque es muy importante.

Si el entrehierro estuviera conformado por dos superficies de hierro uniformes, sin la presencia de los dientes estatóricos y rotóricos, la fuerza magnetomotriz necesaria para tener en aquél una inducción magnética B (medida en Tesla), se calcula aplicando la siguiente fórmula:

Fmm = N.I (Amper-vueltas)= 0.8 x EH (m) x B (T) x 10(6) [1]

N.I es el producto del número de vueltas de las bobinas de una fase por la corriente que insumirá tener ese estado magnético en el entrehierro. Para lograr el valor total de la corriente de vacío se le deberá agregar la Fmm que exigirán los caminos en el hiero estatórico y rotórico.
Pero conviene fijar ya la idea que, del total de la corriente de vacío, aproximadamente el 70 % se debe a la presencia del entrehierro. Es por ello que siempre se pretenderá hacerlo muy pequeño en los motores asincrónicos.
Nótese también que la corriente de vacío es la reactiva que toma el motor en funcionamiento, por lo que su estimación se hace importante cuando se pretenden reducir las pérdidas eléctricas de la máquina y de la instalación.

Como la presencia de dientes y ranuras hace que ese entrehierro sea irregular, a la fórmula presentada se la afecta de un coeficiente Kc, llamado de Carter, siempre mayor que uno. Entonces tendremos:

Fmm para el entrehierro = Kc x 0.8 x EH x B x 10(6)

El factor de Carter se puede estimar según diversas fórmulas, siendo la de más abajo una de ellas, que toma en cuenta las dimensiones de la ranura, del diente y, fundamentalmente, del entrehierro. O puede hacerse

en forma gráfica. La figura es una de varias que presenta la bibliografía técnica. [2]

pd
Kc = ——————
pd + EH – ¾ a

Siendo: pd el paso de diente; EH el entrehierro y a el ancho de la abertura de la ranura. Todos medidos en iguales unidades.

Pueden considerarse valores característicos del factor de Carter para entrehierros con una superficie sola con dientes y la otra lisa: 1.2 para ranuras semicerradas y 1.4 para abiertas y sin chavetas magnéticas. Es decir que en este caso tendríamos por causa del entrehierro una necesidad de unas corrientes de vacío, con la siguiente relación al utilizar una u otra ranura:

(1.4/1.2) x 100 % = 16.7 %.

Si las dos superficies presentan dientes, la valoración del coeficiente de Carter en los motores asincrónicos, generalmente de entrehierros reducidos como dijimos, se realiza calculándolo como producto de dos de ellos, estimados con: dientes en una superficie y la otra lisa, y viceversa. Es decir:

Kc = Kc1 (estator) x Kc 2 (rotor)

Se podrá observar que, si aplicáramos los mismos factores de Carter característicos presentados, ahora con dos superficies dentadas y considerando, como aproximación, iguales los Kc1 y Kc2, el nuevo factor debería estimarse en: 1.2 x 1.2 = 1.44 para ranuras semicerradas y 1.4 x 1.4 = 1.96 para las abiertas. Ahora la relación mostrada anteriormente para las corrientes de vacío debido al entrehierro sería:

(1.96/1.44) x 100 % = 36.1 %

Los casos presentados permiten observar la ventaja del uso de la ranura semicerrada por la reducción de la corriente de vacío, lo que, obviamente, no podemos aprovechar en las grandes unidades sin el agregado de las cuñas magnéticas.

Es este el primer gran beneficio que se logra pero, si bien importante, no es el único a tener en cuenta.

Los “pinceles” del flujo magnético que atraviesa el entrehierro prácticamente salen de los dientes del estator y entran por los dientes del rotor, concentrándose las líneas magnéticas llegando casi a la duplicación de B en ellos.
Como el campo magnético es rotante, va encontrado alternativamente el diente y luego la ranura, lo que produce una fluctuación de la inducción B en el entrehierro y dentro de los dientes, de unas frecuencias elevadas derivadas de las cantidades de los dientes del estator, del rotor y de su combinación.
Es por todos conocidos que este fenómeno da origen a vibraciones mecánicas de frecuencias de algunos khertz y que pueden ser así plenamente reconocidas si se cuentan con los datos de los números de dientes del estator y del rotor.

Evidentemente es fácil inferir que las vibraciones mecánicas serán inferiores si contamos con ranuras semicerradas, ya que en ellas los “pinceles” son más amplios, es decir, menos concentrados y, por ende, las pulsaciones más suaves.

Encontramos así un nuevo beneficio de la reducción de las vibraciones mecánicas por la presencia de los dientes con el uso de las cuñas magnéticas, al pretender transformar una ranura abierta en una semicerrada.

Y eso no es todo.
La fluctuación de la inducción B con esas altas frecuencias produce calentamientos en la masa de los dientes y en sus cabezas, en las superficies adyacentes al entrehierro (2). Esas pérdidas y calentamientos no son fáciles de calcular teóricamente con mediana precisión.

Lo importante a observar es que estamos en presencia de un cuadro térmico inadecuado por la cercanía de los aislamientos de las bobinas, que tienen limitada capacidad de soportar los calentamientos que no originarían importantes inconvenientes en el hierro.
Téngase presente que por una incorrecta evaluación del panorama magnético en las zonas de las cuñas, ha permitido observar cabezas de dientes afectados térmicamente con colores que llevaron a estimar temperaturas cercanas a los 500 ºC.

Tal vez pueda considerarse a éste el mejor beneficio logrado con el uso de cuñas magnéticas: preservar a los dientes de llegar a temperaturas muy altas que puedan afectar seriamente los dieléctricos cercanos.

Cuando el factor de Carter alcanza valores de 1.70 o superiores es de esperar altas temperaturas en el interior de los dientes y de niveles peligrosos en sus cabezas.
Distintos ingenieros han propuestos diversos métodos y fórmulas para el cálculo de esas temperaturas (todos fuertemente ligados al factor de Carter) pero que difieren en sus resultados finales. Es por ello que, en los casos dudosos o de extrema importancia, siempre es conveniente proceder a simulaciones prácticas para ser probadas en los laboratorios de ensayo.

También podemos sacar las siguientes conclusiones, derivadas de la exposición anterior.
Si las cuñas magnéticas instaladas en un motor no son satisfactorias (generalmente por escaso material de hierro en su interior), el proceso del deterioro será continuo y sin pausa hasta el fracaso del aislamiento, y los primeros síntomas serán:

• Ligero aumento de la corriente de vacío,
• Aparición o incremento de las vibraciones mecánicas de “frecuencias de diente” y
• Elevación de las temperaturas interiores.

Lo anterior es normalmente acompañado con la aparición (o fuerte incremento) de descargas parciales superficiales, derivadas del material conductor sobre las cabezas de las bobinas.
De ser posible una inspección interior, con un boroscopio por ejemplo, se verían deposiciones de color marrón de óxido de hierro y de otros materiales sobre las cabezas de la bobinas, productos de la destrucción de las cuñas magnéticas tal como se ha mostrado en las figuras primeras.

• Debemos conformarlas como una tira o barra medianamente resistente como para soportar el esfuerzo de introducirla en la cola de milano de la ranura con justeza, aplicando golpes en su extremo. Es por ello que debe ser elástica; la condición de dura y frágil no es aquí posible, por la cantidad de ellas que se romperían en la operación de acuñado.
• La sección debe llevar a obtener una forma (real o virtual) de la ranura del tipo semicerrada.

Las primeras de ellas fueron fabricadas con piezas matrizadas de hierro para crear la geometría esperada, unidas entre sí con pernos de bronce a modo de roblones y placas del mismo material.
Por la conveniencia (o mejor dicho, necesidad) de no cortocircuitar las chapas magnéticas del paquete, se hacía necesario interponer un papel o lámina aislante entre cuña y cola de milano, haciendo la operación de enchavetado más difícil.
La contemplación de estas cuñas produce una sensación de admiración por los detalles que se han tenido en cuenta en su fabricación, pero inmediatamente se toma conciencia del elevado costo de estas piezas, que las hace poco aplicables. Es por ello que rápidamente se buscaron alternativas.
Cuando el material base utilizado era del tipo amorfo, resinas, bakelitas, pertinax, etc., las cuñas mostraban una fragilidad grande, por las muchas interfases entre las partículas de hierro y la resina. Se hizo imperativo el agregado de fibras (ahora de vidrio) que mejoraron este aspecto mecánico.
Podían moldearse en forma rectangular para luego darle la trapecial mediante su mecanizado o se hacía directamente con la sección necesaria.
Lógicamente se pasó rápidamente a la utilización de laminados, agregando en su interior hierro en polvo, a veces de varias granulometrías.
Los laminados del tipo micarta primero y de vidrio después (G11) lograron la capacidad mecánica cuestionada en las anteriores.
También se han construido cuñas magnéticas armadas con hilos de hierro dentro de un “espagueti” de vidrio, conformadas mediante presión para su curado luego de llenarlas de resina.

La dificultad para la fabricación de cuñas magnéticas con laminados reside en incorporar una cantidad abundante de material de hierro en su interior para obtener la forma virtual de la ranura semicerrada. De no lograrlo se tendrán sobre las partículas metálicas fuertes campos magnéticos de altas frecuencias, con producción de pérdidas localizadas de muy difícil disipación. Ello conlleva al deterioro de la masa adyacente de resina con la pérdida de la rigidez mecánica y la disolución general posterior.
Como las pérdidas mencionadas en las partículas magnéticas están en función a su volumen (relacionado con el cubo de la dimensión lineal) y la disipación térmica a la superficie (que depende del cuadrado) resulta conveniente, entonces, usar la granulometría más fina posible,

Se debe tener presente que, para lograr el objetivo de suavizar la concentración del campo magnético en los extremos de los dientes, se debe presentar un material de un peso específico que debe estar por encima de los 5 Kg/dm3, lo que no parece corresponder a las observadas en los motores en los que se deterioraron luego de algunos pocos años de servicio.
El peso específico mencionado se ha estimado con el modelo de chaveta magnética conformado con piezas troqueladas mencionada más arriba como originaria.

El calculista del motor, conocedor de los parámetros del fenómeno magnético interior es el que se encuentra capacitado para definir con precisión la cantidad de hierro necesario en las cuñas.
Un producto único no puede ser totalmente adecuado para todas las situaciones.

Podemos concluir que:

• Se ha extendido el uso de las cuñas magnéticas, con lo que se logra reducir las corrientes de vacío de los motores y, por ende, las potencias reactivas absorbidas.
• También se ha visto incrementada la cantidad de unidades en las que ha sido necesario el cambio de las cuñas, al observarse algunos indicios de irregular funcionamiento.
• Que tenemos algunos parámetros que nos pueden ayudar a diagnosticar este problema.
• Se entiende conveniente revisar los procesos de fabricación de las cuñas magnéticas para incrementar su vida en el motor.
• Para lo anterior se considera necesario el aumento del material de hierro dentro de la cuña y de la correcta elección de su granulometría. Entendemos que se están probando métodos con aplicación de vacío y vibrando las masas, con expectativas de obtener más del 80 % de hierro. [3]
• Los materiales ligantes que contendrán en su interior las partículas de hierro deben elegirse entre los de mayor clase térmica y de más alta conductividad térmica posibles.

Bibliografía utilizada:
[1] Cálculo y Construcción de Máquinas Eléctricas del Dr. Ing. Ubaldo Tentori
[2] Cálculo Industrial de Máquinas Eléctricas del Ing. Juan Corrales Martín.
[3] Cuñas magnéticas. www.worldlingo.com/ma/patents/es/US4040971.

Electromecánica Kolocsar S.A. agradece la colaboración del Ing. Francisco Hermoso (Diagnósticos Eléctricos S. A)