16

Nov

Calentamiento por inducción magnética

Introducción al Calentamiento por Inducción


Los sistemas de calentamiento por inducción constan de una fuente de alimentación de inducción que convierte la potencia de la red eléctrica en una corriente alterna y la suministra a una bobina de trabajo. La bobina de trabajo crea un campo electromagnético dentro de la bobina. La bobina se desarrolla por encima de la pieza, para generar el campo magnético, dicho campo induce una corriente en la pieza y provoca el calentamiento de la misma. La bobina, está refrigerada por agua y es fría al tacto. No toca la pieza a calentar y el calor se genera únicamente por la corriente inducida a través del campo magnético. El material de la pieza puede ser un metal, por ejemplo acero, cobre, aluminio o latón, o puede ser un semiconductor, como carbono, grafito o carburo de silicio. Para calentar materiales no conductores, por ejemplo los plásticos o el vidrio, la inducción puede calentar un susceptor conductor de la electricidad, típicamente el grafito, que a su vez transfiere el calor al material no conductor. El calentamiento por inducción se utiliza en procesos con temperaturas que van desde tan solo 100 ºC (212 °F) hasta incluso 3000 °C (5432 °F). Puede usarse en procesos de calentamiento breves que están activados menos de medio segundo y en otros que se mantienen en marcha durante meses.
El calentamiento por inducción se utiliza tanto en la cocina doméstica como en la comercial y en numerosas aplicaciones, como fusión de materiales, tratamiento térmico, precalentamiento para soldadura, soldadura fuerte, soldadura con estaño, secado, sellado, montaje por contracción en la industria e I+D.

Figura 1 Fuente de inducción magnética de120KW 12Khz

¿Cómo funciona el calentamiento por inducción?


Para comenzar, conviene comprender algunos fundamentos de la electricidad. La inducción crea un campo electromagnético en una bobina para transferir la energía a la pieza que se desea calentar. Cuando una corriente eléctrica atraviesa un cable, se crea un campo magnético alrededor del cable.
Cuando la corriente eléctrica cambia de sentido (CA), el campo magnético creado se contrae y se crea en el sentido opuesto con el cambio del sentido de la corriente. Si se coloca un segundo cable dentro de ese campo magnético alterno, se genera una corriente alterna en el segundo cable. La corriente del segundo cable es proporcional a la corriente del primer cable y su magnitud es el inverso del cuadrado de la distancia

Figura 2 Inducción magnética

que los separa. Si dentro de este modelo se sustituye el cable por una bobina, la corriente alterna de la bobina crea un campo electromagnético y, mientras la pieza de trabajo que se desea calentar se encuentra dentro del campo, esta pieza corresponde al segundo cable y se genera una corriente alterna en ella. El calor se genera en la pieza de trabajo debido a las pérdidas I²R correspondientes a la resistividad del material de la pieza. Este efecto se conoce como calentamiento por corriente inducida.

¿Cómo funciona una bobina de inducción?


La bobina de trabajo se utiliza para transferir la energía a la pieza a calentar, mediante un campo

Figura 3 Lazo o bobina de calentamiento por Inducción magnética

electromagnético alterno. La corriente alterna que fluye a través de la bobina genera el campo electromagnético, que a su vez induce un flujo de corriente en la pieza de trabajo como reflejo de la corriente que fluye por la bobina de trabajo. La bobina de trabajo, también conocida como inductor, es el componente del sistema de calentamiento por inducción que determina el grado de eficacia y eficiencia con que se calienta la pieza. Las bobinas de trabajo varían en complejidad, desde una simple bobina enrollada con forma helicoidal (o un solenoide, compuesto por varias vueltas o espiras de tubo de cobre enrolladas alrededor de un mandril) hasta una bobina mecanizada con alta precisión a partir de cobre macizo y soldada a continuación.

¿Qué es la frecuencia de trabajo (resonante)?


La frecuencia de trabajo de un sistema de calentamiento por inducción depende de la pieza de trabajo que

Figura 4 Lazo o bobina de calentamiento por Inducción magnética

se desea calentar y el material del que está hecha. Es importante utilizar un sistema de inducción que aplique la energía a lo largo de todo el intervalo de frecuencias adecuado para la aplicación. Para comprender mejor los motivos de estas frecuencias de trabajo diferentes, examinaremos una característica conocida como «efecto piel». Cuando el campo electromagnético induce una corriente en la pieza, la corriente fluye principalmente por la superficie de la pieza. Cuanto mayor es la frecuencia de trabajo, menor es la profundidad de la piel; cuanto menor es la frecuencia de trabajo, mayor es la profundidad de la piel y la penetración del efecto de calentamiento. La profundidad de la piel o de penetración depende de la frecuencia de trabajo, las propiedades del material y la temperatura de la pieza. Por regla general, el calentamiento de piezas más pequeñas por inducción requiere frecuencias de trabajo mayores (muchas veces por encima de los 50 kHz), y las piezas más grandes se calientan más eficientemente con frecuencias de trabajo menores. Con las fuentes de potencia de inducción de estado sólido modernas dotadas de sistemas de control con microprocesadores integrados, es posible conseguir fácilmente unos procesos de calentamiento repetibles y eficientes, siempre y cuando todas las piezas se sitúen en una posición uniforme dentro de la bobina.

Ventajas del sistema


  • Ahorro en el tiempo de preparación de la pieza
  • Ahorro de energía en el calentamiento.
    Con el lazo bien sintonizado el tiempo aprox para la extracción de una calota es de 7 min.
  • Mayor seguridad en la maniobra
    Solo se colocan algunas vueltas sobre la calota que una vez caliente se remueve con mucha facilidad ya que el lazo no se calienta. Las mantas térmicas utilizadas anteriormente se calentaban y se manipuleo era un riesgo tanto para el operador como para la manta en si.
  • Perfecto control de temperatura
    La temperatura depende de la potencia utilizada. Por lo tanto toda la información esta seteada antes de comenzar la operación de calentamiento, no se depende de sensores de temperatura).
  • Es un calentamiento limpio, seguro y rápido.

Requerimientos especiales


Fuente de alimentación de 380-520Vca en tres fases de 150 Amp.
Alimentación de agua de red de 6 galones por minuto EPP a utilizar como en cualquier tarea segura ropa de trabajo, zapato, anteojos, guantes.

Precauciones


  • Si bien el equipo es limpio y seguro, se deben tener en cuenta:
    El equipo en marcha genera un campo magnético importante algunos equipos electrónicos pueden ser sensibles a dicho campo.
  • Tener en cuenta que todo lo que este cerca de la bobina se calienta, por lo tanto se debe manipular de la manera adecuada y con los elementos de protección personal que corresponde.
  • El equipo elimina tanta agua como la que consume, se debe tener un sumidero cerca, el agua se elimina limpia y tivia.

Departamento Técnico

01

Nov

Investigación sobre cuñas magnéticas de motores eléctricos

Investigación sobre cuñas magnéticas de motores eléctricos en Electromecánica Kolocsar S.A.


La falla prematura de este componente de los motores eléctricos, ha motivado el análisis del problema desde diversos puntos de vista. Desde el taller hasta casas de altos estudios tecnológicos, pasando por expertos en mediciones y laboratorios, todos plantean su visión. Veamos a continuación el enfoque que nos ofrece el Ing. Francisco Hermoso de la firma Diagnósticos Eléctricos.

Introducción general.


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).

Figura 1El barniz de recubrimiento blanco ayudó por el contraste de los colores.

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.

Figura 2

Introducción teórica- práctica.


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.

 Ranura semicerradRanura abierta
Rendimiento en % medido como sección de cobre/área de la ranura. (1)0.30 – 0.400.40 – 0.55
ConductorAlambre redondoPlanchuela
PotenciasBajasAltas
Tensiones (2)2.300 V e inferiores2.300 V y superiores
Flujo disperso en la ranura (3)MayorMenor
Entrehierro permitido (4)MenorMayor

(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.

El flujo disperso en las ranuras.


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.
Figura 5

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.

Carter nos ayuda a estimar la corriente de vacío del motor.


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

Figura 6

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.

Carter, las pérdidas y las temperaturas.


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.

Fabricación de las cuñas magnéticas.


  • 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)

28

Sep

Diagnóstico del estado del núcleo magnético. ELCID

Diagnóstico del estado del núcleo magnético de grandes máquinas eléctricas rotativas en Electromecánica Kolocsar. Flux Test vs. ELCID


Resumen


Reseña de los principios teóricos de las tecnologías de ensayo utilizadas en la detección de fallas interlaminares, tanto en lo que respecta a la implementación como al análisis comparativo de las mismas.

Introducción


Los Programas de Controles Periódicos (PCP) implementados en las grandes máquinas eléctricas rotativas, y que forman parte del sistema de Mantenimiento Predictivo (MPd) de toda central eléctrica, tienen como objetivo fundamental determinar el estado de los componentes de las unidades generadoras y motoras, estableciendo de tal forma el nivel de confiabilidad general de operación de las mismas.

De todos estos componentes, el núcleo magnético del estator (NME) es uno de los más importantes, ya que su funcionalidad intrínseca en el sistema electromagnético de la máquina, así como su valor económico, lo convierten en un activo crítico a la hora de diagnosticar su estado.

A lo largo del tiempo se han desarrollado un conjunto de tecnologías y métodos asociados, con el objetivo de evaluar y diagnosticar el estado de la estructura global del NME. Una de estas tecnologías es la de Flux Test, la cual se ha venido aplicando durante décadas en forma confiable y efectiva en sus propósitos.

Sin embargo, debido a sus características operativas, la tecnología de Flux Test no es la apropiada para implementar en un PCP; por tal motivo, se han desarrollado alternativas tecnológicas que permiten realizar los controles sobre el núcleo en forma rápida y fácil, disminuyendo al mismo tiempo los recursos necesarios.

A comienzos de 1980 surge la tecnología ELCID (ELectromagnetic Core Imperfection Detector), la cual introduce una innovación decisiva en los principios de operación del sistema de medición, ya que el método de sensado es de base electromagnética.

Entre otras ventajas, permite la utilización de fuentes de excitación de mucha menor potencia que las requeridas por el ensayo de Flux Test, así como disminuir notablemente los recursos y tiempo de implementación, debido a su característica portátil. Todo ésto le permite adaptarse a la estrategia del MPd.

A través de tres casos trataremos de cumplir con el objetivo propuesto, y por tal motivo hemos seleccionado el estudio de un Turbogenerador, un Hidrogenerador y un Motor Asincrónico, todos con el rotor no instalado, atendiendo al hecho de que estas categorías de máquinas poseen diferencias constructivas significativas en la estructura del NME, permitiendo así vislumbrar todo el espectro de posibilidades que se presentan en la implementación del ensayo, análisis, diagnóstico y solución a los problemas.

Por lo tanto, hemos organizado este trabajo de la siguiente forma:

  • Estructura del Núcleo Magnético del Estator.
  • Pérdidas en el Núcleo Magnético del Estator.
  • Factores de Fallas.
  • Ensayos Eléctricos en el Núcleo Magnético del Estator.
  • Casos de Estudio.

Estructura del Núcleo Magnético del Estator


El NME de las máquinas sincrónicas y asincrónicas es el componente que permite contener el flujo útil, estableciendo de tal forma el cierre del circuito magnético a través de un camino de baja reluctancia, junto al circuito magnético del rotor.

Estructuralmente es una corona de material magnético sobre la cual se disponen varias ranuras, en las cuales se montarán las bobinas o barras del arrollamiento del estator.

Debido a que cada punto del material magnético del núcleo se encuentra sometido a una magnetización cíclica (ya que el flujo útil es giratorio), se lo construye en delgadas chapas de acero eléctrico (Fe – Si), estableciendo así una estructura laminar de este componente, de características segmentadas para las grandes máquinas. De esta forma se consigue reducir las pérdidas debidas a las corrientes de Foucault (ó parásitas ó de efecto Eddy).

Calentamiento por inducción magnética


Las chapas de acero eléctrico deben poseer las propiedades necesarias para la función requerida del núcleo magnético, por lo cual se fabrican en un amplio rango de espesores, clase de tratamiento, característica del grano orientado y acabado superficial. Se caracterizan por ser de bajo contenido de carbono y de manifestar buenas características magnéticas y eléctricas ante la excitación de campos magnéticos variables en el tiempo.

En las grandes máquinas eléctricas rotativas, las chapas de acero eléctrico utilizadas poseen un contenido de Si en el rango de 3 % a 4 %, con espesores de 0,25 mm a 0,5 mm, y cifra de pérdidas entre 1,5 a 2,5 W/kg, según se establece en el sistema de clasificación y graduación AISI (American Iron and Steel Institute).

Cada una de las chapas se aislan en ambas superficies, con el fin de confinar a las Corrientes de Foucault (CF) a un camino de circulación a lo largo de la misma, evitando así la circulación entre chapas adyacentes. Esta aislación eléctrica superficial se la conoce como Aislación Interlaminar (AIL) y representa un elemento crítico en el proceso de degradación del NME.

La Norma ASTM A976-1997 especifica las clases de AIL a aplicar sobre cada chapa, de acuerdo el tipo de máquina. Para grandes máquinas rotativas se establecen las clases C-4 ó C-5 (aislación inorgánica basada en el fosfato de aluminio).

Como consecuencia de las pérdidas en el hierro y en el cobre, la energía calórica derivada de éstas, deberá disiparse al medio externo de la máquina con el fin de establecer una sobretemperatura acorde a los límites térmicos especificados por la clase de aislación.

Por lo tanto, el NME se segmenta, determinando así una estructura de paquetes elementales axiales, separados entre sí por distanciadores de material no magnético, con una distancia efectiva de 6,5 mm a 15 mm entre éstos, quedando así conformados los canales de ventilación radiales. De esta forma se aumenta la superficie de contacto con el gas refrigerante.

o.

Pérdidas en el Núcleo Magnético del Estator


Es un hecho conocido que todos los materiales se degradan con el tiempo, al ser sometidos a distintas solicitaciones operativas, provocando de tal modo la degradación de las propiedades requeridas en sus funciones.

Los materiales ferromagnéticos utilizados en la construcción del núcleo no escapan a este proceso de degradación, por lo que podemos establecer de antemano que el envejecimiento de los mismos llevará inevitablemente al aumento de las pérdidas en el estator, así como al aumento de la corriente de magnetización necesaria para alcanzar el rendimiento requerido en la operación de la máquina.

El aumento de estas pérdidas generará una cantidad de calor adicional, que, por lo común, no podrá disiparse a través del sistema de refrigeración de la máquina y por lo tanto tendrá un efecto de realimentación en el proceso de deterioro del núcleo, ya que la degradación térmica, derivada de esta cantidad de calor, será una causa más en la generación de fallas interlaminares y aceleración del envejecimiento de los materiales.

Por lo tanto será conveniente hacer un repaso de las componentes de las pérdidas en el NME. Tendremos:

a- Pérdidas por Histéresis. Es debida al trabajo de orientación molecular, ya que sólo una parte de la energía requerida en el proceso de alineación de los dominios magnéticos es recuperable; el resto de esta energía se convierte en calor. Se expresan de la siguiente forma:

b- Pérdidas por Foucault. Se deben al efecto Joule por la circulación de corrientes inducidas en el volumen del material ferromagnético. El acero eléctrico posee una conductividad eléctrica (σ = 1/ρ), la cual favorece la circulación de CF, debidas a las fems inducidas por la variación temporal de la inducción magnética. La expresión será:

Se observa que dependen directamente del cuadrado del espesor de la chapa (e), y de esta forma se justifica la laminación del núcleo en delgadas chapas de acero eléctrico, aisladas una de otra.
En la Figura 1 podemos observar la circulación de estas corrientes parásitas, a lo largo de las laminaciones, para el caso en que no existan cortocircuitos magnéticos interlaminares -caso normal-.

Figura 1. Distribución de las líneas de corriente en el caso que no existan fallas.

Cuando se produce una falla interlaminar, se tendrá una nueva distribución de las líneas de corriente, resultando de tal modo en una circulación entre chapas y en un consecuente aumento de las pérdidas asociadas.
En la Figura 2 podemos apreciar este problema.

Figura 2. Distribución de las líneas de corriente en el caso que exista falla.

c- Pérdidas Superficiales y por Pulsación. Además de las pérdidas ya citadas, las cuales se establecen en el volumen del paquete magnético, existen otras pérdidas que se desarrollan en la superficie del núcleo y componentes adyacentes. Se deben a la discontinuidad y al movimiento relativo que existe entre las superficies enfrentadas del estator y rotor.

Es importante tener en cuenta que existe un conjunto de factores que alteran los valores teóricos o de diseño de las citadas pérdidas, provocando el aumento de las mismas.
A continuación describiremos estos factores de falla.

Factores de Fallas


La degradación de los componentes del NME tiene sus causas en el envejecimiento natural de los materiales que lo conforman, así como de determinados factores de fallas, que aceleran a su vez este envejecimiento.
De estos componentes, la AIL es el más sensible a la acción de los factores de fallas, por lo que se han diseñado ensayos eléctricos para determinar su estado.
Se entiende entonces, que la detección temprana de los síntomas derivados de los factores de falla sobre la AIL, es un objetivo fundamental en la estrategia del MPd, ya que si la degradación alcanza un grado de avance límite, se deberá recurrir a un reemplazo parcial o total del núcleo magnético.
La detección a tiempo de los problemas, así como determinar el grado de severidad alcanzado, se pueden acometer a través de las siguientes dos estrategias, bien definidas y complementarias: 1) Inspección visual, 2) Implementación de ensayos (eléctricos y mecánicos).
Sin pretender ser exhaustivos en la descripción de los factores de fallas que se pueden manifestar en la estructura del núcleo, y que degradan a la AIL, podemos a continuación realizar una clasificación de los mismos, así como citar algunas fuentes que les dan origen.

a- Térmicos. Refiere al proceso de envejecimiento de los materiales del núcleo, por causa de valores de temperatura en la máquina, que superan los nominales, durante un tiempo prolongado.
Como consecuencia de la degradación térmica, los materiales que conforman la AIL se tornan frágiles, provocando así grietas y el posterior desarrollo de cortocircuitos interlaminares.
Entre algunas de las causas podemos citar: funcionamiento de la máquina a alta temperatura ambiente y de operación (para refrigeración abierta o por aire), obstrucción parcial o total de los canales de ventilación, etc.

b- Mecánicos. Comprende a todas aquellas causas de origen mecánico, que degradan a la AIL. Podemos nombrar algunas: vibración del núcleo, daño por impacto en la superficie del estator, inadecuada o reducida presión mecánica en el ajuste de la estructura de soporte del núcleo, deformaciones plásticas por accidentes durante los mantenimientos, daños en las laminaciones de los dientes luego de los acuñados, etc.

c- Eléctricos. En esta clase se agrupan todas las causas que provocan el envejecimiento eléctrico. En algunos casos estas causas se relacionan íntimamente con el deterioro térmico.
Podemos nombrar, entre otras: sobretemperatura localizada por modo de operación de la máquina (sobreexcitación, subexcitación), fallas a tierra del arrollamiento del estator, etc.

d- Electromagnéticos. Tiene en cuenta los efectos de la fuerza electromagnética de atracción entre el estator y el rotor. Si el rotor no se encuentra suficientemente rígido, esta fuerza será la causa del rozamiento con el estator y el consecuente daño sobre la superficie interna del NME.

Este problema se observa generalmente en máquinas asincrónicas -pequeñas y medianas-, así como en hidrogeneradores (como consecuencia del efecto UMP – Unbalanced Magnetic Pull).

e- Ataque químico y contaminación. A esta categoría pertenecen todas aquellas acciones de naturaleza química y contaminante, que afectan las propiedades de la AIL. Por ejemplo, podemos tomar el caso de una máquina que opera en un medio ambiente ácido o aquel que se presenta en los hidrogeneradores por contaminación de los materiales de frenado (freno de ferodo).

f- Diseño. Agrupa a todas aquellas causas que se derivan de un deficiente diseño de los componentes de la máquina.
Podemos citar que un deficiente diseño del sistema de refrigeración en ciertas zonas del estator, puede provocar un sobrecalentamiento localizado del mismo, con la consecuente degradación de la AIL en esa zona. En grandes hidrogeneradores, también por esta misma causa, se observan ondulaciones de los núcleos, en las primeras horas de operación.

g- Fabricación. Durante la fabricación y el montaje del NME, se pueden presentar un conjunto de causas que afectan notablemente las capacidades de la AIL.
Podemos nombrar: existencia de rebabas, mala calidad de los materiales que conforman la AIL, daños por impacto del rotor con el estator (deformaciones plásticas) durante el proceso de ensamblado en fábrica, etc.

Debemos destacar que varios de los efectos de estos factores de fallas, se manifiestan luego de varios ciclos de trabajo, con cargas variables.

Ensayos Eléctricos en el Núcleo Magnético del Estator


Ensayo Flux Test

Este ensayo, también conocido con los nombres de High Flux Ring Test ó Thermal Loop Test, se viene implementando desde hace varios años, demostrando ser muy efectivo a la hora de establecer la integridad global de la aislación interlaminar, en grandes generadores y motores de alterna.

Se basa fundamentalmente en inducir un flujo magnético alterno en la corona del núcleo, cuyo valor se encuentre en el rango del 70% al 100% del nominal. Este flujo de excitación, de dirección tangencial, inducirá CF en toda la estructura del NME, con la particularidad que en las zonas en donde existan daños en la AIL se tendrá un calentamiento excesivo (puntos calientes o hot spots), el cual será detectado por técnicas de infrarrojo.

Las características básicas para el diseño del sistema de excitación se pueden consultar en la IEEE Std. 432. Pero resumiendo, podemos decir que para grandes máquinas, se requiere disponer de una fuente de MT del orden de 3 kV a 5 kV de suficiente capacidad (se usan por lo general dos fases). La capacidad de la fuente se obtiene de cálculos, en función de los parámetros del circuito magnético de la máquina y de la fuente de excitación disponible.
Las limitaciones y condiciones de empleo de esta tecnología son las siguientes:

  • Se requiere remover el rotor, lo cual resulta un problema técnico-económico en grandes hidrogeneradores.
  • Se debe disponer de una fuente de excitación en MT, así como de elevada potencia.
  • Requiere de protecciones, equipos e instrumental adicionales por excitación en MT.
  • Se deben establecer condiciones de trabajo exigentes, por la seguridad requerida ante la excitación con elevada tensión y potencia.


Ensayo ELCID


¿Qué es ELCID?

ELCID es un procesador de señales, analógico-digital, utilizado para detectar imperfecciones magnéticas en los núcleos del estator y rotor de máquinas eléctricas rotativas.

Mediante un juego de bobinas de Chattock (también conocido como potenciómetro o tensiómetro magnético), calibradas y ajustadas específicamente a cada una de las máquinas en estudio, se recorren todas las ranuras, dando una traza proporcional al perfil magnético en las coordenadas (x) e (y), las cuales son registradas para su posterior análisis.

Mediante un bobinado auxiliar de excitación se hace circular por el estator de la máquina una corriente de magnetización del orden del 4% de 1 T, por lo que la fuente de alimentación requerida será de BT (380 V / 220 V).

Esta corriente de excitación crea el flujo directo de magnetización en la muestra, el cual se encuentra en fase con la misma.

Si el núcleo de la muestra bajo estudio, tiene un cortocircuito magnético localizado en un punto, se establecerá la circulación de una corriente que se opondrá en cuadratura a la corriente del flujo directo, y ésta será la que discriminará y medirá el equipo ELCID.

La principal ventaja que presenta esta tecnología es que sólo requiere disponer de una fuente de alimentación en BT, de unos pocos kVA, además de que insume un menor tiempo de implementación para los estudios.

Si bien a una excitación del 4 % de la inducción nominal, no es posible sensar los incrementos de temperatura, ya que la energía calórica generada posee un bajo nivel para ser detectada, sí será posible sensar el campo electromagnético asociado a la corriente que circula entre las chapas. De hecho, ELCID posee una sensibilidad que le permite medir corrientes de fallas en el orden del mA.

En comparación con los ensayos magnéticos clásicos, realizados a través del Flux Test, el riesgo de producir una falla en el núcleo, es muchísimo menor.
Además, es mucho más sensible para ubicar los cortocircuitos, pudiéndose evaluar la importancia del mismo en el sentido de que detecta los defectos en profundidad y en la superficie de los dientes, sin necesidad de extraer los bobinados.

Para una mejor ilustración del tamaño de la fuente que se necesita, decimos que la máquina más grande que tenemos en la Argentina, del orden de 800 MVA, 22 kV, 1500 rpm, sólo necesita algo menos de 4 kVA para crear el flujo de ensayo al 4 % de 1 T.

Si deseamos estudiar la misma máquina, con el método clásico de Flux Test, necesitamos excitarla con valores de inducción en el orden del 80 % de 1 T, por lo que se requiere disponer de una fuente de varios MVA de potencia.

Otra de las desventajas que se nos presenta en el Flux Test, es que no podemos detectar los cortocircuitos magnéticos en profundidad, a menos que mantengamos excitada la máquina durante un tiempo prolongado (superior a la media hora), con el consecuente riesgo que esta operación lleva.

La principal desventaja de ELCID se encuentra en que si el NME posee muchos cortocircuitos magnéticos localizados en una cierta zona, el método electromagnético no es el más adecuado para estos estudios, y por lo tanto se se deberá recurrir al Flux Test para su evaluación.

Este problema tiene su causa en la influencia electromagnética que existe entre dos o más cortocircuitos interlaminares, los cuales provocan que la corriente en cuadratura de uno de ellos, influya en la corriente en cuadratura del otro, anulándola o reforzándola, dependiendo de su ubicación.


Principios Teóricos

A continuación haremos una breve descripción de los principios teóricos sobre los cuales se sustenta la tecnología ELCID.

En la Figura 3 podemos observar parte de la estructura del NME, junto a una falla superficial y su corriente interlaminar asociada (If) y la disposición de la bobina de Chattock.

La bobina de Chattock es el dispositivo sensor de ELCID, la cual se conforma de un núcleo de aire, junto a un arrollamiento no deformable, sustentada sobre un soporte de sección uniforme en forma de “U”, hecho de material no magnético, pero sí flexible.

La teoría de operación de ELCID está basada en la 1ra Ecuación de Maxwell o Ley de Ampere, la cual se expresa en notación vectorial de la siguiente forma:

∇ × H = J = Jc + Jd = Jc + ∂ D/∂ t ≈ Jc

Aplicando el teorema de Stokes obtenemos la expresión integral de la Ley de Ampere:

∮H . dl = S∫Jc . dS = if

La circulación de H sobre un camino cerrado nos determina que la caída del potencial magnético sobre el aire establezca la corriente de falla, ya que la permeabilidad magnética del material ferromagnético es mucho mayor, comparada con la del aire. Por lo tanto:

∮ H . dl = (A,B)∫ H . dl = UmA,B = if

Figura 3. Sensado de la bobina de Chattock sobre una falla superficial.

Teniendo en cuenta las características de la bobina de Chattock, y desarrollando la expresión vectorial de la circulación de la intensidad magnética, se puede demostrar que el flujo magnético total, concatenado por la bobina será:

Φ = μ0 . n . S . if

μ0 = permeabilidad magnética del vacío.
n = número de vueltas específico de la bobina.
S = sección transversal uniforme de la bobina.

La tensión en bornes de la bobina, en valor instantáneo:

vb = – dΦ /dt = – μ0 . n . S . dif/dt

Teniendo en cuenta que la corriente de falla tiene una variación senoidal en el tiempo, con una pulsación angular de “ω“, podemos expresar la tensión en bornes de la bobina en función de los valores eficaces:

Vb = μ0 . ω . n . S . If

Por lo tanto la respuesta de la bobina será directamente proporcional al valor eficaz de la corriente de falla, no dependiendo de la forma que adopte el camino cerrado de circulación.


Estudios comparativos entre los ensayos Flux Test y ELCID

La experiencia acumulada durante la implementación de los ensayos ELCID y Flux Test, nos ha demostrado que ninguno de los dos métodos puede predecir, con el máximo de rigor técnico, lo que ocurre térmicamente en una máquina rotativa en operación.
Por lo tanto, para poder realizar un diagnóstico certero del estado del NME, se deberá tener muy en cuenta los niveles de corriente de fallas medidas con ELCID y una inspección visual adecuada, en esas zonas.
Sabemos claramente que si medimos corrientes en cuadratura con valores mayores a 700 mA, debemos intervenir la máquina, y con corrientes mayores a 300 mA se debe observar el comportamiento de la misma, en un período de tiempo que no supere los 6 meses de operación, para determinar así la evolución de las zonas afectadas.
En la Figura 4 se muestra el registro de la corriente en cuadratura sobre una ranura que no posee fallas interlaminares a lo largo de su extensión, y en la Figura 5 se observa la característica de una ranura, para la misma máquina, con falla interlaminar, cuyo valor máximo no supera los 200 mA en valor absoluto.

Figura 4. Registro de una ranura sin fallas interlaminares.
Figura 5. Registro de una ranura con falla interlaminar.

Investigaciones hechas al respecto por ADWEL en Inglaterra, han demostrado que de los estudios comparativos se puede obtener como conclusión que el ELCID tiene mayor efectividad que los ensayos térmicos a lo largo de las observaciones efectuadas.
Esta es la razón fundamental por la que se debe realizar un ensayo temprano con ELCID, o cuando se adquiere una máquina nueva, para luego compararla a lo largo de los años en operación.

Estudios de Casos


Mediciones Alser ha ensayado y estudiado alrededor de 100 máquinas rotativas con el rotor no instalado, de las cuales el 60 % de ellas eran Turbogeneradores de 13,2 kV a 22 kV, en potencias de 10 MVA a 500 MVA, un 20 % correspondiente a Motores Asincrónicos con tensiones nominales de 6,6 kV y 13,2 kV, en potencias de 40 kVA a 10 MVA y finalmente un 20 % de Hidrogeneradores de 13,2 kV a 16 kV, en el rango de potencias de 5 MVA a 450 MVA.

A continuación hemos seleccionado tres casos, atendiendo a cada una de las clases de máquinas citadas.


Estudio Nº 1 - Turbogenerador

Un turbogenerador de 400 MVA sufrió en 1997 una avería en el núcleo del estator producida por la caída del rotor durante su extracción.
Como se contaba con un estudio de ELCID -del año 1995-, se pudo determinar, por análisis comparativo, claramente la zona dañada y la profundidad de la avería.
Se hizo la reparación usando un ácido orgánico y monitoreándolo con ELCID durante 4 horas.
Terminada la reparación, se volvieron a monitorear las ranuras dañadas y las adyacentes, observándose que las corrientes de cortocircuito medidas previamente, a valores superiores a los 900 mA, se redujeron a valores menores de 200 mA.
El fabricante de la máquina, que además realizó la reparación, solicitó que también se le hiciera el ensayo de Flux Test a la zona dañada.
Prácticamente el daño había desaparecido y coincidía con la zona estudiada por ELCID.
En el año 2001, la máquina fue rebobinada e iba a aprovecharse mejorar la reparación hecha en 1997.
Se repitió el ensayo con ELCID y se observó el mismo perfil magnético relevado después de la reparación, por lo que el fabricante decidió no seguir reparando la zona dañada.


Estudio Nº 2 - Hidrogenerador

Un hidrogenerador de 450 MVA, durante la construcción del núcleo in-situ en el año 1999, fue mal armado, detectándose con ELCID una zona muy extendida del núcleo del estator con cortocircuitos magnéticos.
Se decidió su reparación por ataque ácido.
A lo largo de una semana se monitoreó el núcleo, durante la reparación, en donde se pudo finalmente reducir los valores de la corriente en cuadratura, con valores medidos previamente superiores a 1 A, a valores cercanos a los 300 mA.
Este hidrogenerador, que ya fue inspeccionado dos veces sin presentar problemas.


Estudio Nº 3 - Motor Asincrónico

Un motor asincrónico de 3,2 kV, 400 kVA, fue dos veces rebobinado en el año 2002, como consecuencia de manifestar elevado calentamiento en el núcleo del estator.
Se efectuó un estudio con ELCID y se determinaron zonas con corrientes en cuadratura del orden de 900 mA.
Se le efectuó la reparación del núcleo, mecánicamente, con el mismo personal de mantenimiento de la Central y monitoreado con ELCID, hasta obtener finalmente una corriente en cuadratura de 220 mA en las zonas dañadas.
La máquina está en servicio hasta la fecha, sin presentar dificultades.

Referencias


[1] ASTM A976-1997 – Standard Classification of Insulating Coatings by Composition, Relative Insulating Ability and Application.
[2] IEEE Std 432-1992 – IEEE Guide for Insulation Maintenance for Rotating Electric Machinery (5 HP to less than 10000 HP).
[3] Adwel Industries Ltd., “Manual del Usuario de ELCID”, Junio de 1992.
[4] Sutton J., “History of EL CID and Fundamentals”, Adwel Industries Ltd, 1994.
[5] Ridley G. K., “Conducting an EL CID test on a hydrogenerator”, Hydropower and Dams, Vol 1, Noviembre de 1994.
[6] Klempner G., “Experience and benefit of using ELCID for turbine-generators”, Electric Power Research Institute, Noviembre de 1995.
[7] Moliton A., “Basic Electromagnetism and Materials”, Springer, 2007.

Electromecánica Kolocsar S.A. agradece la colaboración del Ing. José G. Mazzola (Mediciones Alser S.R.L.)

Garcia Ramiro
Departamento Técnico