39492748 Calculo y Diseno de Maquinas Electric As

CALCULO Y DISEÑO DE MAQUINAS ELECTRICAS Por los Ings. Jorge N. L. Sacchi - Alfredo Rifaldi Presentación

Reconocimientos

Autores VOLUMEN 1

Prefacio Capítulo 1 "El transformador" Apéndice 1 Problemas de aplicación sobre transformadores Apéndice 2 Materiales magnéticos VOLUMEN 2 Capítulo 2 "Máquinas rotantes" Capítulo 3 "El alternador de polos salientes" Capítulo 4 "El alternador de polos lisos" Apéndice 3 Problemas de aplicación sobre alternadores VOLUMEN 3 Capítulo 5 "El motor asincrónico" Apéndice 4 Aislamientos de las máquinas eléctricas Apéndice 5 Problemas de aplicación sobre motores asincrónicos VOLUMEN 4 Capítulo 6 "La máquina de corriente continua" Apéndice 6 Problemas de aplicación sobre máquinas de corriente continua Capítulo 7 "Motor monofásico" Apéndice 7 Problemas de aplicación sobre motor monofásico Autoevalución: preguntas Ilustraciones de clase - archivos PPS Epílogo Conclusiones y observaciones metodológicas VOLUMEN 5 Introducción a los temas que siguen Capítulo 8 "Potencia nominal y sobrecarga de transformadores" Capítulo 9 "Calentamiento y solicitaciones que afectan el aislamiento de los

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transformadores" Capítulo 10 "Fenómenos térmicos transitorios" Apéndice 8 "Uso y aplicación de los programas" Apéndice 9 "Verificación de la potencia nominal del transformador" Apéndice 10 "Corrientes de vacío y de inserción de transformadores" VOLUMEN 6 Capítulo 11 "Impedancia de los transformadores" Capítulo 12 "Transformadores, temas especiales" Apéndice 11 "Problemas de aplicación (capítulos 11 y 12)" Apéndice 12 "Utilización y mantenimiento de los transformadores" Apéndice 13 "Mantenimiento preventivo de transformadores de hornos de arco" VOLUMEN 7 Capítulo 13 "Esfuerzos de cortocircuito en transformadores" Capítulo 14 "Determinación del campo magnético" Capítulo 15 "Capacitancias y campos eléctricos en transformadores" Apéndice 14 "Uso de los programas de campos" Apéndice 15 "Campos eléctricos" Apéndice 16 "Campos magnéticos" VOLUMEN 8 Capítulo 16 "Flujo de calor en máquinas rotantes" Capítulo 17 "-------------------" Apéndice 17 "Interpretación y detección de fallas en motores electricos" Apéndice 18 "Uso de los programas y problemas de aplicación" VOLUMEN 9 Capítulo 18 "La dinámica de las máquinas sincrónicas y asincrónicas" Apéndice 19 "Cálculo de parámetros transitorios de las máquinas sincrónicas" Apéndice 20 "Las reactancias y otras constantes de las máquinas sincrónicas" VOLUMEN 10 Capítulo 19 "La saturación durante el proceso de arranque de motores" Capítulo 20 "Efecto de las armónicas en transformadores y motores"

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Construcción de Máquinas y Equipos Eléctricos / Universidad de Morón

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CALCULO Y ELECTRICAS

DISEÑO

DE

MAQUINAS

Por los Ings. Jorge N. L. Sacchi - Alfredo Rifaldi INTRODUCCION AL CALCULO DE MAQUINAS ELECTRICAS En esta obra se encara el cálculo de las cuatro máquinas clásicas, el transformador, el generador sincrónico de polos salientes y de polos lisos, el motor asincrónico, y el motor de corriente continua. La división natural y que nos pareció conveniente es en cuatro volúmenes, cada uno dedicado a una máquina en particular, y para lograr tamaños comparables los apéndices fueron distribuidos en una forma arbitraria pero lógica. Quienes utilicen un solo volumen serán sin duda víctimas de la dificultad que implica el no tener los conceptos y referencias tratados en otro, aún así creemos que podrán aprovechar el material en sus manos. La obra nació para ser utilizada con alumnos del último año de la carrera de ingeniería eléctrica, experimentando nuevas formas de mayor rendimiento y velocidad de transmitir el conocimiento tecnológico, quizás adelantándonos a ciertas ideas, hoy tan en boga, de comunicación de la innovación tecnológica. Se trata de que los alumnos reciban los conceptos básicos, poniendo especial atención en el cálculo de los circuitos electromagnéticos, es decir, la geometría de la máquina y la determinación de los parámetros esenciales, sin perder de vista el aspecto del comportamiento frente a las solicitaciones dieléctricas térmicas y electrodinámicas, que a su vez están íntimamente vinculadas con los criterios de diseño a utilizar. La consecuencia natural de este modo de enseñar y aprender, que significa cierto ahorro en el tiempo de transferencia, implica finalmente disponer de mayor tiempo que puede dedicarse para profundizar el análisis de algunos problemas específicos que se presentan con las máquinas clásicas, como también problemas que plantean máquinas especiales. El objetivo de la obra es que el alumno se familiarice con la resolución de los distintos problemas de cálculo que aparecen, y haga experiencia encontrando las dificultades que implica el alcanzar con éxito una determinada solución constructiva. Para forzar el máximo aprovechamiento de la metodología de trabajo y aprender a utilizar el programa que en sí es rígido, frente a problemas flexibles y que generalmente resultan incontrolables para quien encara su resolución, se han desarrollado ejemplos de aplicación y propuesto ejercicios. La mejor síntesis de lo que significa el proyecto de una máquina eléctrica fue expresada por el Prof. G. M. PESTARINI, que en su libro titulado "ELETROMECCANICA Fondamenti di costruzione comuni a tutte le macchine", escribe que «la máquina eléctrica es sede de varios campos superpuestos: el campo eléctrico, el campo 4

magnético, el de corriente, el de fuerzas motrices, el de flujos de calor, el de velocidad de fluidos refrigerantes y el de fuerzas elásticas de los materiales solicitados por las fuerzas motrices, siendo el principal objetivo del proyectista obtener los resultados prefijados en el modo más simple y económico». El constructor de máquinas eléctricas frecuentemente recurre a cálculos relativamente simples y a interpolaciones basadas en la experiencia adquirida en sus construcciones precedentes. Además muchas veces el constructor debe afrontar problemas nuevos y estudiar perfeccionamientos laboriosos para alcanzar el objetivo deseado. El cálculo de una máquina presenta serias dificultades ya que no puede ser planteado como un sistema de ecuaciones (el número de incógnitas supera ampliamente el número de ecuaciones que se pueden plantear), en consecuencia esta es una tarea que se resuelve mediante sucesivas aproximaciones, orientadas por la experiencia que permite juzgar adecuadamente los resultados parciales y mejorar rápidamente la solución. La herramienta que utiliza el mundo industrial en la actualidad para resolver sus realizaciones, es la computadora. En este trabajo se propone su aplicación para el aprendizaje del cálculo de máquinas eléctricas, lo que permite al lector en tiempos breves reunir una experiencia relativamente amplia. En efecto con la ayuda de programas de computadora se logra la realización de un cúmulo de trabajo imposible de obtener de otra manera. Se presenta una metodología en la cual la aplicación de los algoritmos de cálculo está acompañada con la resolución de problemas concretos, y por otra parte con el enfoque de criterios constructivos utilizados en las construcciones normales. El lector notará cierta originalidad en este texto, las fórmulas no están escritas en la forma habitual; en efecto, como primero hicimos los programas y luego se escribió el texto explicativo, las fórmulas incluidas en él surgieron del programa. Así los lectores que conocen lenguajes computacionales identificarán nombres de variables de varios caracteres habituales en Fortran, Basic etc. Finalmente al escribir la versión actual utilizando las facilidades de los editores de ecuaciones, las fórmulas fueron escritas en una notación híbrida que esperamos ayude al lector a iniciar la transición de lo que desde el siglo XV se utilizó en matemáticas y la propuesta de la programación actual. De los resultados del cálculo numérico se debe alcanzar una solución que además de construible satisfaga los requerimientos de las normas, es entonces necesario realizar los croquis constructivos de las distintas partes que permitan visualizar los resultados, y analizar críticamente si los mismos satisfacen los requisitos impuestos. A medida que el trabajo avanza se debe evaluar el grado de incidencia de cada parámetro y efectuar las correcciones convenientes para lograr una mejor solución.

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El uso de programas evita el tedioso trabajo de cálculo manual, pero obliga a dedicar todo el tiempo disponible al análisis de los resultados rápidamente obtenidos. Alrededor del tema específico del cálculo de una máquina eléctrica, se desarrollan una serie de otras actividades (que tienen entre si íntima vinculación), que van desde especificar, predimensionar, presupuestar, adquirir, proyectar, construir, ensayar, utilizar, mantener, hasta analizar eventuales fallas y reparar. Todas estas actividades requieren de un adecuado conocimiento de las máquinas también desde el punto de vista constructivo. En el estudio de la construcción de las máquinas eléctricas, no se debe perder de vista el carácter formativo que este tema tiene, no se trata sólo de calcular, sino de establecer el nexo entre las distintas actividades citadas. Al momento de nacer los programas la disponibilidad de computadoras personales era aún escasa, y resultaba ilusorio pensar en su utilización en el aula, al mismo tiempo sólo pocos eran los privilegiados alumnos que podían acceder a ellas, razón por la cual intentamos que el alumno pudiera ayudarse de la computadora sin saber nada de computación y en consecuencia el programa genera un informe que volcado a papel permite al alumno su estudio en cualquier lugar. El avance vertiginoso de la informática actualmente hoy nos orientaría a un diseño de programas interactivos, sin embargo creemos que el alumno puede lograr un mejor aprovechamiento del tiempo leyendo los informes generados por el programa, situación que pone en evidencia que la propuesta presentada es la mejor. A partir del enunciado de un problema se pueden preparar los datos, completando sólo aquellos esenciales que el programa requiere y ejecutar una corrida, es bueno que quien enseña tenga preparado un cuestionario que le exija al alumno buscar resultados, dibujar geometría, responder porque, proponer mejoras y recién sobre esta base continuar en busca de la optimización del diseño. La modalidad de trabajo aquí propuesta exige un avance gradual en la utilización de estos programas. Con el auxilio de este medio se pueden realizar cálculos con hipótesis más rigurosas que permiten aproximarse mejor a la solución aspirada. Los resultados que se obtienen son correctos desde el punto de vista formal, pero deben ser correctos además desde el punto de vista lógico que surge del análisis de los mismos. El lector no debe olvidar que los resultados numéricos muchas veces pueden carecer de sentido si no se tiene en cuenta los errores que afectarán a la construcción y que nada tienen que ver con la exactitud numérica obtenida del cálculo. Esta es la experiencia que proponemos realizar: a trabajar !

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CAPITULO 1 EL TRANSFORMADOR 1.1 GENERALIDADES 1.1.2 Definición 1.1.3 Condiciones normales de servicio 1.2 CARACTERISTICAS NOMINALES 1.3 COMENTARIOS REFERENTES A LOS ENSAYOS DIELECTRICOS [a] 1.4 CRITERIOS DE DIMENSIONAMIENTO 1.5 DESARROLLO DEL CALCULO 1.6 DETERMINACION DEL FLUJO (PASO 1). 1.7 DETERMINACION DE LA CORRIENTE DE LAS BOBINAS (PASO2) 1.8 VARIACION DE LA RELACION DE TENSION 1.8.1 Con flujo magnético constante (RFC) 1.8.2 Con flujo magnético variable (RFV) 1.8.3 Regulación mixta (RM) 1.9 REGULACION BAJO CARGA 1.10 DIMENSIONAMIENTO DE LOS ARROLLAMIENTOS 1.11 FORMAS DE LOS ARROLLAMIENTOS 1.12 AISLACION DE LOS ARROLLAMIENTOS CONCENTRICOS 1.13 DISEÑO DE LOS DEVANADOS CONCENTRICOS 1.14 DEVANADOS A DISCOS 1.15 DEVANADO EN HELICE 1.16 DETALLES CONSTRUCTIVOS DE LOS DEVANADOS DE REGULACION[b] 1.17 TRANSPOSICIONES [3]

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1.17.1 Transposición radial 1.17.2 Transposición axial 1.18 DISEÑO DE LOS DEVANADOS ALTERNADOS 1.18.1 La Bobina del transformador acorazado 1.18.2 Grupos de bobinas 1.19 LA FASE DEL ACORAZADO 1.20 DETERMINACION DEL NUMERO DE ESPIRAS DE LAS BOBINAS (PASO 3) [c] 1.21 DIMENSIONAMIENTO DEL NUCLEO, DE LOS ARROLLAMIENTOS Y DISTANCIAS DIELECTRICAS (PASO 4) 1.21.1 Núcleo de columnas 1.21.2 Núcleo acorazado 1.22 LA CUBA DEL ACORAZADO 1.23 DETERMINACION DE LAS DISTANCIAS DE AISLACION (PASO 5) 1.24 DETERMINACION DE LOS ARROLLAMIENTOS (PASO 6) 1.25 DETERMINACION DE LA REACTANCIA DE DISPERSION (PASO7) 1.26 DETERMINACION DE LAS PERDIDAS EN EL NUCLEO (PASO 8) [d] 1.27 VALORES REFERIDOS A LAS TENSIONES NOMINALES (PASO9) 1.28 DETERMINACION DE LOS VOLUMENES Y PESOS CONVENCIONALES (PASO 10) 1.29 DESCRIPCION Y DISPOSICION DE LOS ACCESORIOS 1.30 BIBLIOGRAFIA TRANSFORMADOR [e]

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CAPITULO 1 EL TRANSFORMADOR 1.1 GENERALIDADES 1.1.2 Definición

El transformador es un aparato estático, de inducción electromagnética, destinado a transformar un sistema de corrientes alternas en uno o más sistemas de corrientes alternas de igual frecuencia y de intensidad y tensión generalmente diferentes. Un transformador en servicio en un sistema eléctrico, tiene ciertas características nominales que han sido en parte fijadas por el usuario, y en parte adoptadas por el proyectista. Estas características que son objeto de garantías se comprueban en ensayos. 1.1.3 Condiciones normales de servicio

Las normas fijan condiciones normales de servicio, a saber: • altitud de la instalación (hasta 1000 metros sobre el nivel del mar) • temperatura del refrigerante, por ejemplo para aparatos refrigerados por aire, la temperatura del aire ambiente no debe exceder los 40 °C. Además en las normas se fijan temperaturas mínimas del aire y valores promedios diarios y anuales que, si se previese excederlos, es indispensable indicarlos claramente a nivel de especificación. Los transformadores se identifican con una sigla que define el modo y el medio de refrigeración utilizado. Los transformadores pueden ser sumergidos en aceite mineral, sintético u otro líquido refrigerante, o ser de tipo seco. Los primeros son aquellos cuyas partes activas, estén o no aisladas y eventualmente impregnadas, están inmersas en aceite u otro líquido dieléctrico. La aislación se realiza con materiales pertenecientes a la clase A (105 °C). Los de tipo seco son aquellos cuyas partes activas, estén o no aisladas y eventualmente impregnadas, están en contacto inmediato con un aislante gaseoso (generalmente aire) o bien sólido (generalmente resinas epóxicas o a base de siliconas). La aislación se realiza con materiales pertenecientes a la clase F (155 °C) o H (180 °C). Cada medio de refrigeración se identifica con una letra de acuerdo a la siguiente tabla:

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Aceite mineral o líquido aislante sintético inflamable

O

Líquido aislante sintético no inflamable

L

Gas

G

Agua

W

Aire

A

Según el modo como circule el medio refrigerante se utilizan los siguientes símbolos: Natural

N

Forzado

F

Dirigido para el caso particular de aceite

D

Ya se ha dicho que las normas fijan las condiciones normales de servicio, pero en la aplicación puede ocurrir que se tengan funcionamientos que se aparten de las condiciones normales esta situación debe ser indicada por el usuario. • sobreelevación de temperatura es la diferencia entre la temperatura en distintas partes de la máquina y la temperatura ambiente. La sobreelevación de temperatura de los arrollamientos, núcleo y aceite de los transformadores diseñados para funcionar a altitudes que no excedan las normales no deben superar los límites que se indican en las tablas 1.1 y 1.2. TABLA 1.1 - Límites de temperatura para transformadores secos Parte de la máquina Modo refrigeración Arrollamientos: (valor medio medido por

Aire, natural o forzado

variación de resistencia)

Núcleo y situadas:

otras

de Clase aislamiento

de Máxima sobreelevación de temperatura (° C)

A

60

E

75

B

80

F

100

H

125



a) Como para los arrolla-

partes Todos los tipos

a) Próximo a los arrolla-

mientos mientos b) No puede alcanzar un b) No próximo a los arrovalor que dañe el núcleo llamientos y materiales adyacentes

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TABLA 1.2 -Límites de temperatura para transformadores en aceite u otro líquido dieléctrico (Clase A) Parte de la máquina

Máxima sobreelevación de temperatura (° C)

Arrollamientos:

65 cuando la circulación del aceite es natural o forzada

(valor medio medido por variación de resistencia)

pero no dirigida 70 cuando es forzada y dirigida

Temperatura máxima del aceite (próximo a la tapa):

60 cuando el transformador tiene tanque conservador

Medida con termómetro

o es hermético 55 cuando ni tiene tanque conservador ni es hermético

Núcleo, partes metálicas y materiales magnéticos

La temperatura no debe alcanzar, en ninguna parte, valores que dañen el núcleo, el aceite y los arrollamientos

Cuando el transformador está diseñado para funcionar en lugares donde la temperatura del aire de refrigeración excede los valores indicados en las normas, la sobreelevación de temperatura admisible para los arrollamientos, núcleo y aceite, lógicamente se debe reducir. Para potencias de 10 MVA o mayores la reducción que se aplica a la sobretemperatura coincide con el exceso de temperatura del aire de refrigeración. Para potencias menores la sobreelevación se deberá reducir del siguiente modo: • si el exceso de temperatura es menor o igual a 5 °C se reduce en 5 °C. • si el exceso de temperatura es mayor de 5 °C y como máximo igual a 10 °C se reduce en 10 °C. Si el transformador esta diseñado para operar a una altura mayor de 1000 m, pero es ensayado a una altura normal, los límites de sobreelevación de temperatura indicados se deben también reducir en un cierto porcentaje en proporción a la altura. Para cada modo de refrigeración, por cada 500 m o fracción de 500 m por encima de los 1000 m la reducción se indica en la tabla siguiente. TABLA 3: Porcentaje de reducción del límite de sobrelevación de temperatura Circulación de aire

natural

forzado

Transformadores en aceite 2.0%

3.0%

Transformadores secos

5.0%

2.5%

En rigor los límites de sobreelevación de temperatura que se fijan, y que dimensionan la máquina desde el punto de vista térmico, y se utilizan en la verificación de sus prestaciones, están fijados con un criterio de temperatura máxima de las zonas más 11

calientes de manera de que los materiales y en particular los aislantes conserven sus propiedades. En consecuencia es aceptable utilizar un transformador controlando que la temperatura de su zona más caliente quede contenida en un valor de seguridad independientemente de la condición ambiental, y en esta forma la máquina es aprovechable en todo momento al máximo, este criterio aunque no contemplado (aún) por las normas permite (de todos modos) un aprovechamiento más racional del mismo. Las pruebas de calentamiento que establecen las normas, tienen por finalidad verificar el dimensionamiento térmico de la máquina con relación a la sobreelevación media de la temperatura. Para máquinas de gran potencia esta prueba se realiza solamente con el método de cortocircuito y consiste en determinar: • la sobreelevación de temperatura del aceite en la parte superior de la máquina (vaina para termómetro) una vez alcanzado el régimen térmico con las pérdidas totales (en el hierro y en los arrollamientos). • el gradiente medio entre el conductor de los distintos arrollamientos y el aceite, circulando por el arrollamiento ensayado la corriente nominal, pudiéndose de este modo calcular la sobreelevación media de los arrollamientos respecto a la temperatura ambiente. La variación de la temperatura ambiente (verano-invierno) incide en la repetibilidad de las mediciones. Con el aumento de la temperatura disminuye la viscosidad del aceite, aumentando de este modo su circulación y mejorando el intercambio térmico entre el aceite y las paredes de los órganos de refrigeración. En cambio con el aumento de la temperatura disminuye la densidad del aire y en consecuencia se reduce el intercambio térmico entre las paredes de los órganos refrigerantes y el aire, suponiendo un caudal de aire constante. Teniéndose en cuenta ambos efectos en forma conjunta, la refrigeración tiende a mejorar con el incremento de temperatura ambiente. Por ejemplo se puede encontrar experimentalmente una reducción en la temperatura de los devanados de 2 a 3 °C al pasar la temperatura ambiente de 20 a 30 °C. Además del control de la sobreelevación de la temperatura media, es de fundamental importancia verificar la ausencia de puntos calientes peligrosos, a fin de obtener máquinas de elevado grado de confiabilidad. • forma de onda de la tensión de alimentación que caracteriza el ambiente eléctrico en el que operará el transformador (la norma la supone aproximadamente senoidal).

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Para transformadores polifásicos, la tensión de alimentación debe ser aproximadamente simétrica (la norma no indica el grado de asimetría). 1.2 CARACTERISTICAS NOMINALES. Las características nominales son datos que en base a las condiciones de servicio, definen las prestaciones a efectos de las garantías y condiciones de ensayo especificadas. • tensión nominal (en valor eficaz) de un arrollamiento es la tensión aplicada u obtenida en vacío entre bornes de línea de un arrollamiento de un transformador polifásico o entre bornes de un arrollamiento monofásico. • relación de transformación nominal es la que existe entre las tensiones nominales de los distintos arrollamientos para la toma principal. La tolerancia en la relación (real del transformador construido) fijada por las normas es ± 0.5% de la relación nominal; en el caso de transformadores cuya tensión de cortocircuito es baja la tolerancia es 1/10 del porcentaje de impedancia. Esto no es aplicable a los autotransformadores (en razón de su muy baja impedancia). Por ejemplo para un transformador con impedancia 3% la tolerancia de la relación de transformación será 0.3% • frecuencia nominal es aquella a la cual el transformador está destinado a funcionar (normalmente 50 o 60 Hz). • potencia nominal, es el valor convencional de la potencia aparente (kVA o MVA), que establece las bases para el diseño, la construcción, las garantías del fabricante y los ensayos, determinando el valor de la corriente nominal que puede circular con la tensión nominal aplicada, de acuerdo con las condiciones especificadas. La potencia nominal asignada corresponde a servicio continuo, sin embargo los transformadores pueden ser sobrecargados ocasionalmente. Las normas fijan indicaciones y criterios a aplicar en algunos casos particulares. Debe notarse que si el transformador tiene diferentes modos de refrigeración, a cada uno le corresponde una potencia y la potencia nominal es la mayor. Ej.: ONAN (70%) ONAF (100%) Para transformadores de más de dos arrollamientos, se debe indicar la potencia nominal de cada arrollamiento. La mitad de la suma aritmética de los valores de las potencias de los arrollamientos da una estimación aproximada de las dimensiones de un transformador de más de dos arrollamientos en relación a uno de dos arrollamientos.

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• corriente nominal es el valor que se obtiene dividiendo la potencia nominal de un arrollamiento por la tensión nominal de dicho arrollamiento y por el factor de fase apropiado (√ 3 en los transformadores trifásicos). A fin de destacar el significado convencional de la definición de potencia nominal, debe notarse que si a un arrollamiento de un transformador de dos arrollamientos se le aplica su tensión nominal, y se lo carga hasta que por el circule la corriente nominal, la potencia en juego coincide con la definida como potencia nominal del transformador. En el otro arrollamiento circula también la corriente nominal, mientras que la tensión en bornes de este depende del factor de potencia de la carga, y en consecuencia la potencia que puede medirse en este punto está afectada por el rendimiento del transformador. • nivel de aislación, es el conjunto de valores que caracterizan la aptitud de los arrollamientos a soportar las solicitaciones dieléctricas que se presentan en servicio. Generalmente el nivel de aislación se expresa con el valor (eficaz) de tensión de ensayo a frecuencia industrial (aplicada durante 1 minuto), y cuando corresponde el valor de tensión (pico) de ensayo de impulso (onda de impulso normalizada 1.2/50 microsegundos). La aislación puede ser uniforme cuando ha sido prevista en todo punto para soportar la tensión de ensayo contra masa que corresponde al extremo lado línea del arrollamiento. En cambio cuando varía desde el valor previsto para el lado línea hasta un valor menor del lado neutro, se denomina aislación gradual. Un arrollamiento con aislación gradual no puede ser sometido a un ensayo de tensión aplicada de valor mayor al correspondiente al nivel de aislación en el extremo neutro. El transformador debe ser apto para instalación expuesta (a sobretensiones de origen atmosférico) cuando se instala conectado a líneas aéreas directamente o mediante pequeños tramos de cable; o puede no ser apto, y en tal caso solamente se lo puede instalar en redes de cables subterráneos. Las normas indican los requerimientos básicos que permiten definir las exigencias relativas a los aislamientos y los ensayos que se deben realizar para verificar que la máquina en examen ha sido proyectada y construida para soportar todas las solicitaciones dieléctricas a las cuales podrá estar sometida en servicio. Los diferentes ensayos y niveles de tensión que se deben aplicar se establecen de acuerdo con las normas en función de la tensión máxima del sistema al cual el arrollamiento deberá ser conectado. a) Para arrollamientos con tensión máxima menor de 300 kV y aislación gradual los ensayos requeridos son: • prueba de aislamiento con tensión aplicada a frecuencia industrial correspondiente al nivel de aislación del neutro, que tiene por finalidad verificar el aislamiento contra masa.

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• prueba de aislamiento con tensión de impulso, que tiene por finalidad verificar la capacidad del aislamiento de soportar sobretensiones de origen atmosférico. • prueba de aislamiento con tensión inducida, que tiene la finalidad de verificar el aislamiento interno entre espiras, entre fases y también contra masa de los arrollamientos ensayados. b) Para arrollamientos con tensión máxima igual o mayor de 300 kV y aislación gradual (que son aquellos de mayor interés para máquinas de gran potencia), la norma propone dos métodos alternativos para los ensayos. La elección del método forma parte de las indicaciones que debe suministrar el usuario de la máquina. Según el método 1 se considera que el nivel de tensión de aislación a impulso atmosférico tiene asociado un valor de tensión inducida de ensayo, y este último es suficiente para asegurar que el transformador resiste sobretensiones de maniobra. Los ensayos que se realizan son similares a los indicados para transformadores con tensión máxima menor de 300 kV. En cambio según el método 2 se adopta para el nivel de tensión máximo del transformador, un valor de tensión de impulso de maniobra. A partir del impulso de maniobra se adopta uno de los valores de tensión de impulso atmosférico que establece la norma. La tabla siguiente muestra para tensiones máximas del sistema igual o mayor a 300 kV, los valores de las tensiones de ensayo y las distintas combinaciones que se pueden adoptar tanto para el método 1 como para el método 2. A los ensayos ya comentados, se agrega entonces el ensayo con tensión de impulso de maniobra. Tabla de tensiones de prueba en los bornes de línea. Um

Tensión inducida

Impulso maniobra

kV

kV

kVc

kVc

300



750

850

395

750

950

395

850

950

460

850

1050



850

950

850

1050

362

de Impulso atmosférico

15

460

950

1050

460

950

1175



950

1050



950

1175

1050

1175

1050

1300

1050

1425



1050

1175



1050

1300

1050

1425

1175

1425

1175

1550



1425

1550



1425

1800

1550

1800

1550

1950

510 420

 570 630 525

   765

 

• topes de regulación son determinados puntos de los arrollamientos a los cuales se accede con conductores de conexión y elementos destinados a variar el número de espiras eléctricamente activas, o variar los conexionados. • tope principal es el tope al cual se refieren las características nominales. • campo de regulación es la diferencia entre la máxima y la mínima tensión en vacío, expresada en general, en valor relativo a una tensión tomada como referencia (generalmente la nominal). • pérdidas: son las potencias activas absorbidas por el transformador. Convencionalmente, a los efectos de la garantía y de las tolerancias, se consideran las siguientes pérdidas características. a) pérdidas en vacío: es la potencia activa absorbida por el transformador en las condiciones nominales de frecuencia y tensión con todos los arrollamientos no excitados abiertos en sus bornes de línea (tolerancia fijada por las normas +15% con la condición de que las pérdidas totales no excedan en más del 10% el valor garantizado).

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Las conexiones de todos los arrollamientos deben corresponder con las condiciones para la cual es válida la garantía y, en particular, eventuales arrollamientos para la compensación de armónicos deben ser puestos, para la prueba, en las condiciones de funcionamiento. Las tensiones aplicadas para la prueba deben ser prácticamente sinusoidales, lo que puede comprobarse midiendo entre terminales de línea con voltímetros de valor medio, tarados en valor eficaz para onda sinusoidal. Se miden contemporáneamente el valor eficaz de las mismas tensiones con voltímetros normales de valor eficaz y si las mediciones no son iguales, las normas indican las correcciones que se deben realizar en el valor de las pérdidas medidas. b) pérdidas debidas a la carga: es la potencia activa absorbida por el transformador en el ensayo de cortocircuito para cada par de arrollamientos, que corresponde a la carga del arrollamiento de menor potencia del par, a la temperatura de referencia (75 °C), en las condiciones nominales de frecuencia y corriente, con los restantes arrollamientos abiertos en sus bornes de línea (tolerancia fijada por las normas +15% debiéndose cumplir también que las pérdidas totales no excedan en más del 10% el valor de garantía). c) pérdidas totales: convencionalmente se considera como valor de las pérdidas totales la suma de las pérdidas en vacío y de las pérdidas en carga. No se toma en consideración la potencia absorbida por los elementos o motores auxiliares (bombas, ventiladores) que debe ser indicada por separado (tolerancia fijada por las normas +10%). • tensión de cortocircuito: la tensión de cortocircuito de un par de arrollamientos es la tensión, a la frecuencia nominal, que se debe aplicar a uno de ellos para que en el otro que debe estar cortocircuitado en sus bornes, se establezca la corriente nominal, los eventuales arrollamientos no pertenecientes al par que se está ensayando están abiertos en sus bornes de línea. Se expresa en general en valor relativo respecto a la tensión nominal del arrollamiento alimentado. El valor de la tensión de cortocircuito, válido a los efectos de la garantía, es el correspondiente al tope principal de los arrollamientos considerados. Si la toma principal corresponde a la posición media de los topes (o a una de las dos posiciones medias) se pueden presentar las siguientes condiciones que definen la tolerancia en la tensión de cortocircuito: • Transformadores de dos arrollamientos: tolerancia ± 10% • Transformadores de más de dos arrollamientos: tolerancia ± 10% para un par de arrollamientos especificados (si no se indica lo contrario se entiende el par de mayor potencia); y tolerancia ± 15% para otro par de arrollamientos. Para cualquier otro tope, la tolerancia se aumenta con un porcentaje igual a la mitad de la variación del factor de toma (en %) entre la toma principal y la toma considerada. 17

Ejemplo: un transformador en el tope del 100% de la tensión nominal debe tener una impedancia del 7% y la tolerancia en la impedancia es del 10%; en el tope del 85% la impedancia debe ser 6%, resultando en este caso la tolerancia del 10% + (100% 85%)/2 = 17.5%. Convencionalmente, especialmente en lo referente a los valores de garantía, las pérdidas debidas a la carga y las tensiones de cortocircuito se deben dar a una determinada temperatura de referencia (que representa la temperatura media del arrollamiento). Esta temperatura es de 75 °C para los aislamientos de la clase A, E, B y de 115 °C para aquellos de la clase F, H, C. • corriente de vacío: es la corriente (valor eficaz) que circula por un arrollamiento cuando se aplica a los bornes de línea la tensión nominal a la frecuencia nominal, estando los otros arrollamientos abiertos en sus bornes de línea. La corriente de vacío no es sinusoidal sino deformada por la característica no lineal del hierro. En transformadores polifásicos la corriente de vacío puede ser distinta en los diferentes bornes de línea (en las diferentes fases). En este caso se adopta como valor de corriente de vacío el valor medio aritmético de las corrientes (tolerancia +30%). Los valores de tolerancias que se han indicado, son los fijados por las normas internacionales (IEC) y en general son adoptados por las normas de los distintos países. Estas tolerancias son las que se deben respetar, debiendo el proyectista evaluar los riesgos de superarlas y analizar en etapa de proyecto los posibles errores constructivos que pueden llevar a su realización fuera de tolerancia y susceptible de una degradación del valor de su producto y quizás de rechazo. 1.3 COMENTARIOS REFERENTES A LOS ENSAYOS DIELECTRICOS El aislamiento de los transformadores es de fundamental importancia, tiene notable incidencia en el diseño, se comprueba mediante ensayos. Se justifica hacer algunos comentarios relativos a la modalidad de ensayos, que deben ser tenidos en cuenta por quien diseña la máquina. 1.3.1 Ensayos de impulso atmosférico

La secuencia de ensayo a impulso se aplica a cada uno de los terminales de línea de los devanados ensayados. En el caso de un transformador trifásico, los otros bornes de línea de los arrollamientos deben ser conectados directamente a tierra o a través de una resistencia baja que no exceda 400 ohm. Para transformadores cuya tensión máxima es igual o mayor de 132 kV la norma, establece para cada nivel de tensión máxima dos valores de tensión a impulso.

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La elección entre estos dos valores depende de la severidad de las condiciones de sobretensiones que se prevén en el sistema en el cual el transformador será utilizado y que están en relación con el grado de puesta a tierra del neutro del sistema. 1.3.2 Definición del impulso

La forma normalizada del impulso atmosférico pleno se muestra en la Figura 1.1 donde se indica también la definición del tiempo virtual del frente T1 y del tiempo virtual del hemivalor T2 (tiempo de cola).

Las tolerancias admitidas por las normas para estos tiempos son: T1 = 1.2 ± 30% µ s T2 = 50 ± 20% µ s 1.3.3 Circuito de prueba

Los elementos conectados juntos para la prueba a impulso se pueden subdividir físicamente en tres circuitos como se indica en la Figura 1.2:

19

• circuito principal que comprende el generador a impulso y el objeto en prueba (transformador, reactor etc.) • circuito para la medida de las tensiones • circuito de truncamiento (sin son previstas pruebas de onda truncada) Los símbolos utilizados en la Figura 1.2 tienen el siguiente significado: GI

Generador de impulsos

CG

Capacidad del generador

CL

Capacidad de carga

CT

capacidad equivalente del objeto en prueba

LT

inductancia equivalente del objeto en prueba

RSi

resistencia serie interna

RSe

resistencia serie externa

Rp

resistencia en paralelo

SC

shunt para la medida de la corriente

ST

Espinterómetro de corte

OP

objeto en prueba

Z1, Z2

divisores de tensión

Zc

impedancia adicional del circuito de corte

La forma del impulso depende de los parámetros del circuito y del objeto en prueba. En particular el tiempo de frente T1 depende substancialmente de la capacidad del objeto en prueba y de la resistencia en serie. El tiempo para el hemivalor T2 está determinado por la capacidad del generador y de la resistencia en paralelo. Haciendo C = CT + CL + C1 y RS = RSi + RSe para Rp > > RS y CG > > C se tienen las siguientes expresiones aproximadas para T1 y T2: T1 = 3 × RS × C T2 = 0.7 × Rp × CG (LT > 10 mH) T2 = (0.07..0.35) × Rp × CG (20 < LT < 100 mH) T2 = 0.5 × LT × CG (LT < 20 mH) Se debe tener presente que la capacidad equivalente del transformador CT, comprendida en el valor de C, no es igual para el frente que para la cola del impulso.

20

En el cálculo de T1 se puede considerar CT ≈ donde CB es la capacidad del pasante, CS la capacidad serie y CE la capacidad a masa del arrollamiento. Para la cola CT se puede estimar como igual a CB más una parte de CE que depende de la distribución inicial de las tensiones a lo largo del arrollamiento. Esta capacidad no obstante, en la mayor parte de los casos prácticos, resulta de menor importancia para el cálculo de T2. En la Publicación IEC 722 "Guide to the lightning impulse and switching impulse testing of power transformers and reactors" se pueden obtener indicaciones más detalladas acerca de la elección de los parámetros del circuito de prueba y de las dificultades para obtener la forma de onda requerida para la prueba de impulso. Siendo la velocidad de variación de las tensiones y de las corrientes impulsivas muy elevada y teniendo en cuenta y dado el valor finito de las impedancias en juego, no se puede suponer que durante las pruebas de impulso todo el sistema de tierra está a potencial cero. Por esto es importante elegir una apropiada "tierra de referencia", adoptándose normalmente un punto cercano al objeto en prueba que se conecta con el sistema de tierra de la sala de pruebas. Las conexiones de retorno del objeto en prueba y del generador de impulsos con el punto de referencia deben ser de baja impedancia. También el circuito de medida de tensiones debe estar conectado al mismo punto de referencia. 1.3.4 Ensayo con tensión inducida

Se debe realizar con alimentación monofásica o bien trifásica, durante un tiempo de 60 s para una frecuencia de hasta 100 Hz; con un tiempo mínimo de 15 s para frecuencias superiores. La frecuencia de ensayo, superior a la nominal, la elige el constructor a los efectos de no saturar el núcleo magnético durante la prueba. Se debe medir el valor pico de la tensión de ensayo inducida. Este valor dividido por √ 2 debe ser igual al valor de la tensión de ensayo, siendo este último función del nivel de aislación a la tensión de impulso adoptado. 1.3.5 Ensayo de impulso de maniobra

La forma de la tensión de impulso de maniobra debe respetar varias condiciones mostradas en la Figura 1.3;

21

debe tener un tiempo virtual de frente (1.25 veces el tiempo entre el instante cuando el impulso es 10% y 90% del valor pico) de por lo menos 20 microsegundos, un tiempo por encima del 90% (durante el cual la tensión excede el 90%) de por lo menos 200 microsegundos, y una duración total desde el origen hasta el primer paso por cero de por lo menos 500 microsegundos. La modalidad de la prueba con tensión inducida difiere de la indicada en el punto a), su duración es mayor, la tensión de ensayo fase-tierra es menor y para la evaluación de la prueba se miden las descargas parciales en el transformador.

La secuencia de aplicación de la tensión de prueba se debe realizar de acuerdo a lo que se indica en la Figura 1.4.

La duración de la prueba es independiente de la frecuencia utilizada. Durante todo el tiempo de aplicación de la tensión de prueba se deben medir las descargas parciales. Las tensiones de prueba entre terminales de línea y neutro referidas al valor máximo de tensión del transformador (Umax) dependen del nivel prescripto de descargas y deben ser las siguientes: 22

U1 = Umax Con 500 pC: U2 = 1.5× Umax/√ 3 Con 300 pC: U2 = 1.3× Umax/√ 3 El nivel de descargas admisible es una elección que debe hacer el usuario. Se considera superada la prueba si no hay falla del aislante durante el ensayo y si el valor de descargas parciales no presenta una constante tendencia a aumentar y no excede el valor prescripto. Los límites de descargas parciales especificados, se han basado en medidas de descargas parciales realizadas en transformadores que han superado la prueba de tensión inducida indicada en el método 1 y no han experimentado problemas dieléctricos durante los primeros años de servicio. La Figura 1.5 muestra el circuito típico utilizado, donde: C1, C2

capacidad del pasante y toma de medición

Zm

impedancia de medida (puede ser la del cable coaxil conectado con el instrumento de medición

SM

sistema de medición

23

1.4 CRITERIOS DE DIMENSIONAMIENTO El proyectista que encara el cálculo de dimensionamiento de un transformador conoce las características nominales que debe satisfacer su proyecto. Además la especificación del equipo lo conduce a ciertas adopciones, y otras debe elegirlas con su mejor criterio, quedando definido: • Tipo de transformador (en aceite o seco) • Método de refrigeración • Tipo de núcleo • Forma constructiva del arrollamiento • Tipo de conductor y sus características • Geometría del núcleo • Material utilizado Con esta base el proyectista inicia el cálculo tratando de utilizar en la mejor forma los materiales, conduciendo el cálculo para obtener el proyecto requerido. El concepto que califica el proyecto es el económico, se trata de lograr la máquina que satisfaciendo los requerimientos de especificación, ofrezca todas las garantías y su costo sea el mínimo. El concepto de costo es generalmente mucho más amplio que el estricto costo del equipo. En particular al comparar transformadores se tienen en cuenta además el costo de las pérdidas, y a veces otros costos, de operación, mantenimiento etc. Es necesario adoptar acertadamente ciertos parámetros que condicionan el diseño para lograr el mínimo costo aludido. En rigor se adoptan parámetros básicos, se avanza en el proyecto, se hacen cálculos de verificación, eventualmente se retorna sobre los parámetros adoptados retocándolos, y rehaciendo en consecuencia los cálculos (al menos en parte). Una sucesión de pasos, en los que se realizan acciones de proyecto conduce al resultado deseado, la máquina construible se encontrará proyectada. Distintos autores fijan criterios y modos de conducir el cálculo. En este trabajo se ha adoptado uno de los posibles.

24

Si se plantea el cálculo, se observa que las incógnitas son muchas más que las ecuaciones que se pueden escribir, y como frecuentemente ocurre con los problemas de ingeniería se deben hacer adopciones que se basan en la experiencia. La experiencia que utilizamos en este trabajo se ha extraído de la bibliografía disponible; quien efectivamente construye después de calcular, encuentra otra fuente de experiencia en sus construcciones. Se construye, se ensaya, se controla, y se incorpora la experiencia que surge de los resultados, a los datos de diseño de que dispone el proyectista. 1.5 DESARROLLO DEL CALCULO Proponemos desarrollar el cálculo dividiéndolo en una sucesión de pasos independientes que conducen a una solución, (no necesariamente adecuada). Cada paso partiendo de los datos, y de tablas conduce a obtener resultados intermedios. A medida que se avanza en el cálculo, se observa la conveniencia de ajustar valores para mejorar los resultados, y hacer más adecuada la condición de diseño. A los fines del aprendizaje de la metodología de cálculo, los lazos correctivos y los ajustes reiterados no son útiles. Con una definición correcta de los pasos de cálculo, es inmediato pensar en desarrollar un programa de computadora. Esto ha sido hecho y en la descripción que sigue, se explican los pasos de un programa particular, que desarrolla el cálculo del transformador, estos mismos pasos definen las acciones que deben ejecutarse en un eventual cálculo realizado con independencia del programa. Solamente se encara el cálculo y dimensionamiento electromagnético del transformador. Los resultados deben ser evaluados y verificados teniendo en cuenta otros aspectos, como el térmico, electrodinámico, dieléctrico etc. Además se hacen comentarios oportunos respecto de diseños alternativos, formas constructivas, y otras modalidades de cálculo posibles. 1.6 DETERMINACION DEL FLUJO (PASO 1). El proyectista dispone de los siguientes datos: • Potencia en kVA • Frecuencia • Relación de pérdidas cobre/hierro

25

• Número de fases • Tipo de núcleo • Flujo En particular cuando no se sabe que flujo imponer se puede utilizar el gráfico de la Figura 1.6 entrando con la potencia y como parámetro la relación de pérdidas cobre/hierro.

Dicho gráfico está dado para una frecuencia base de 50 Hz, para un transformador trifásico y un núcleo de 3 columnas. Según sea el tipo de núcleo se debe ajustar el valor del flujo conveniente. En los transformadores trifásicos acorazados los flujos de cada fase se cierran libremente, estos transformadores tienen características de funcionamiento idénticas a un banco trifásico de transformadores monofásicos independientes. Si se cambia el sentido del flujo en la fase central, es decir invirtiendo las conexiones de los correspondientes circuitos (tanto primario como secundario) se tiene una distribución de flujos más ventajosa que permite reducir la sección de los yugos intermedios que resultan iguales a los yugos extremos ver Figura 1.7.

26

Es importante destacar la ventaja que presenta para grandes transformadores trifásicos adoptar un núcleo de 5 columnas debido a que el flujo en el yugo resulta un 60% del flujo en la columna y por lo tanto el núcleo resulta de menor altura que un núcleo de 3 columnas. Análogamente los grandes transformadores monofásicos pueden tener 4 columnas, dos con devanados y las otras dos de retorno del flujo. Si la frecuencia no es 50 Hz que es la del gráfico, se puede aumentar el flujo aplicando un factor CF.

El flujo se debe todavía ajustar, según el tipo de núcleo, aplicando un factor CT que se obtiene de la Tabla 1.4.

27

El programa inicia con los datos arriba indicados. Cualquiera de dichos valores puede ser nulo, el programa en tal caso adopta un valor oportuno. Para determinar el flujo, el PASO1 del programa llama a la rutina FLUJO que recibe los datos del número de fases, tipo de núcleo, selecciona dentro del gráfico un flujo que corresponde a un transformador trifásico a 3 columnas y lo multiplica por los coeficientes CF y CT correspondientes, obteniéndose el flujo que se utiliza en el cálculo. La rutina FLUJO utiliza a su vez la rutina INTLOG debido a que el diagrama está dado en escala logarítmica. 1.7 DETERMINACION DE LA CORRIENTE DE LAS BOBINAS (PASO 2). El cálculo continúa con la definición de parámetros de la máquina y en particular los que corresponden a los arrollamientos. Para cada arrollamiento se define: • Tensión en bornes • Tipo de conexión • Regulación (el programa acepta hasta 5 topes) Si el transformador es trifásico sus arrollamientos pueden estar conectados en: • Estrella (Y) • Triángulo (D) • Zig-zag (Z) según cual sea la conexión de los arrollamientos será la tensión aplicada al mismo y la corriente que por el circula.

28

Para el dimensionamiento de los arrollamientos se deben referir los datos del transformador al número de fases, modo de conexión y tipo de núcleo, es decir, la tensión y potencia del transformador, determinan la tensión y potencia de la columna. Si el transformador es monofásico y de columnas (2 columnas) el arrollamiento está dividido en ambas columnas y obviamente la potencia en cada una de las partes es la mitad, la tensión y corriente se pueden determinar en consecuencia. Si el transformador es trifásico la "potencia de la columna" es la tercera parte, según sea la conexión será la tensión aplicada al arrollamiento y se determina la corriente. Por ejemplo los transformadores de distribución que se utilizan para la alimentación de baja tensión (380/220 V) desde la red de media tensión 13,2 kV, son de relación 13,2/0,4 kV y conexión Dy 11; la tensión de columna es respectivamente 13.2 y 0.4/√ 3 kV para alta y baja tensión. Un transformador con arrollamiento en zig-zag tiene una tensión que, por el defasaje entre las semibobinas de una misma fase, es √ 3/2 veces menor que la que se tendría si se conectaran en serie las dos semibobinas de la misma columna. En consecuencia la potencia de dimensionamiento de un arrollamiento en zig-zag debe ser 2/√ 3 = 1,15 veces mayor que la de chapa correspondiente al transformador. El dimensionamiento en tensión del arrollamiento se hace suponiendo un cambio de conexiones y calculando un arrollamiento en triángulo para una tensión 2U/3 (o en estrella para 2U/√ 3) siendo U la tensión de línea en (kV). Las bobinas del triángulo (o de la estrella) se dividen en mitades iguales que se conectan en zig-zag obteniéndose el arrollamiento deseado como se observa en la Figura 1.8.

29

En carga la tensión en bornes secundarios varía según el estado de carga, el factor de potencia y ciertos parámetros del transformador -tensión de cortocircuito y pérdidas en cortocircuito-. Para compensar las variaciones de tensión de la instalación, los transformadores normalmente tienen regulación adecuada; volviendo al ejemplo de los transformadores de distribución la regulación es ± 2× 2,5%. 1.8 VARIACION DE LA RELACION DE TENSION. Los transformadores no están provistos con topes a menos que la especificación lo solicite. Cuando se requieren topes, se deberá indicar si los cambios de relación de transformación se realizarán a transformador desconectado o bajo carga. El comprador deberá indicar para que topes, además del tope principal, el constructor deberá suministrar los valores de pérdidas. Los límites de temperatura (garantizados y que se controlan en los ensayos) son válidos para todos los topes. La variación de la relación de transformación y de las tensiones propias de un arrollamiento se puede obtener con uno de los siguientes modos: 1.8.1 Con flujo magnético constante (RFC)

Los topes se encuentran en el arrollamiento al cual se le varía la tensión. Con el correcto valor de la tensión aplicada la máquina funciona con flujo magnético constante. Se pueden presentar dos variantes: Variante 1: se mantiene la plena potencia para cualquier tope. Ej.: potencia nominal: 40 MVA tensiones nominales: 66 kV/20 kV devanado con topes: 66 kV (variación ± 10%) número de topes: 11 Variante 2: con topes de potencia reducida, se debe indicar cual es el tope de máxima corriente la tabla que sigue es un ejemplo: TOPE (%)

UAT (kV)

IAT (A)

S (MVA)

+10.0

72.6

318

40

+8.3

71.5

323

40

30

+6.6

70.4

328

40

+5.0

69.3

333

40

+3.3

68.2

339

40

+1.6

67.1

344

40

0.0

66.0

350

40

-2.5

64.4

359

40

-5.0

62.7

368

40

-7.5

61.1

368

39

-10.0

59.4

368

38

la máxima corriente se tiene para el tope -5%. Esto significa que en ausencia de indicaciones suplementarias, la corriente en el arrollamiento de AT se limita a 368 A y desde el tope -5% hasta el tope extremo de -10% la potencia se reduce de 40 a 38 MVA. 1.8.2 Con flujo magnético variable (RFV)

Los topes se encuentran en un arrollamiento distinto al cual se le varía la tensión. Con el correcto valor de la tensión aplicada la máquina funciona con flujo magnético variable al cambiar el tope. Se pueden presentar dos variantes: Variante 1: se mantiene la potencia para cualquier tope. Ej.: potencia nominal: 20 MVA tensiones nominales: 66 kV/6 kV devanado con topes: 66 kV (variación +15% -5%) número de topes: 11 variación de la tensión del devanado de 6 kV: 6,32 kV/ 6 kV/ 5,22 kV. Variante 2: con topes de potencia reducida, se debe indicar cual es el tope de máxima corriente: por ejemplo +5% (BT = 5,71 kV). La tabla siguiente muestra el ejemplo. TOPE (%)

UAT (kV)

UBT (kV)

IBT (A)

S (MVA)

+15.0

66.0

5.22

2020

18.2

31

+12.5

66.0

5.33

2020

18.6

+10.0

66.0

5.45

2020

19.0

+7.5

66.0

5.58

2020

19.5

+5.0

66.0

5.71

2020

20.0

+2.5

66.0

5.85

1974

20.0

0.0

66.0

6.00

1925

20.0

-1.25

66.0

6.08

1899

20.0

-2.5

66.0

6.15

1878

20.0

-3.75

66.0

6.23

1853

20.0

-5.0

66.0

6.32

1827

20.0

Esto significa que la corriente del arrollamiento de BT se limita a 2020 A y desde el tope +5% hasta el extremo +15% la potencia se reduce de 20 a 18.2 MVA. 1.8.3 Regulación mixta (RM)

Se trata de la combinación y uso de los dos métodos de regulación anteriormente descriptos. En estos casos se debe indicar cual es el tope al cual corresponde la máxima tensión (ej.: +6%) y cual es el tope al cual corresponde la máxima corriente (ej.: -9%); la Tabla 1.5 muestra un ejemplo. TABLA 1.5 - Característica de un transformador con regulación mixta (RM) Topes

Relación de Tensiones transformación

Corrientes

Potencia





UAT (kV) UBT (kV) IAT (A)

IBT (A)

MVA

1 (+15%)

9.20

169.6

18.43

125.6

1155

36.86

7 (+6%)

8.48

169.6

20.00

136.2

1155

40.00

11 (0%)

8.00

160.0

20.00

144.4

1155

40.00

17 (-9%)

7.28

145.6

20.00

158.7

1155

40.00

21 (-15%)

6.80

136.0

20.00

158.7

1080

37.40

1.9 REGULACION BAJO CARGA La Figura 1.9 muestra el esquema de regulación a transformador desconectado que se utiliza en los transformadores de distribución.

32

La Figura 1.10 muestra un esquema de regulación bajo carga que consiste en una llave inversora (+9-1) que permite conectar en forma aditiva o sustractiva el devanado de regulación.

33

Una llave selectora permite agregar o quitar los escalones del devanado de regulación y una llave conmutadora permite realizar el cambio de la relación de transformación sin interrumpir el circuito. La Figura 1.10 muestra todo el devanado de regulación conectado en forma aditiva. Cuando se desea quitar la parte 1,2 del devanado de regulación la llave conmutadora en primer lugar conecta en serie con el devanado la resistencia r1, luego cortocircuita el tramo 1,2 agregando en serie la resistencia r2, que junto con r1 limitan la corriente, quedando excluido en ese instante el tramo 1,2 del devanado de regulación. Finalmente termina su desplazamiento quitando la resistencia r2 que quedaba conectada en serie con el devanado. El paso de una toma a la siguiente se realiza en un tiempo muy breve y por consiguiente las resistencias son atravesadas por la corriente durante un tiempo muy corto. 1.10 DIMENSIONAMIENTO DE LOS ARROLLAMIENTOS. Se debe destacar que para el dimensionamiento de los devanados o arrollamientos es necesario determinar la tensión máxima correspondiente al arrollamiento teniendo en cuenta para ello el tope máximo de su regulación. Con el valor máximo de regulación se determina la tensión máxima de cada arrollamiento. Con el número de fases, tipo de conexión, la potencia, tipo de núcleo y para la tensión nominal se calcula la corriente de cada bobina en amperios. Para ello el programa determina la potencia de cada columna y las tensiones correspondientes a cada una de las bobinas. La rutina CORRIE determina la corriente del arrollamiento utilizando los factores de la Tabla 1.6. TABLA 1.6 - Tensión y potencia por columna TRIFASICO

Tensión

MONOFASICO

Triángulo (3)

Estrella (1)

Columnas

Acorazado

Uc = U

Uc = U / √ 3

Uc = U / 2

Uc = U

Pc = P / 3

Pc = P / 2

Pc = P

Potencia Pc = P / 3

Los arrollamientos de distintas tensiones de un transformador deben estar muy próximos para que concatenen el máximo flujo posible (flujo común). 1.11 FORMAS DE LOS ARROLLAMIENTOS. Las formas constructivas mas simples son: • devanado alternativo • devanado concéntrico

34

según se muestran en la Figura 1.11.

El arrollamiento concéntrico facilita el aislamiento entre primario y secundario. Generalmente el arrollamiento de menor tensión se coloca cerca del núcleo y el de mayor tensión concéntricamente sobre este, interpuesta entre ambos la aislación. Para casos particulares donde la sección de los conductores del arrollamiento de baja tensión es grande (transformadores de horno, de soldadura, especiales para alimentar ensayos con grandes corrientes), el arrollamiento de baja tensión es exterior para facilitar su conexión a la carga. El arrollamiento concéntrico es muy utilizado en los diseños y construcciones actuales de transformadores con núcleo a columnas pequeños, medianos y hasta las grandes máquinas de muy alta tensión. El devanado alternativo es en cambio raramente utilizado en núcleos a columnas y si en cambio en transformadores acorazados. Este tipo constructivo presenta dificultades de aislación ya que el devanado de alta tensión se encuentra relativamente cerca del núcleo e intercalado con el arrollamiento de baja tensión.

35

1.12 AISLACION DE LOS ARROLLAMIENTOS CONCENTRICOS. Los arrollamientos deben ser capaces de soportar los esfuerzos dieléctricos debidos a las condiciones normales de servicio y bajo condiciones más severas como sobretensiones de maniobra y de origen atmosférico, cuyos valores se han fijado con el nivel de aislación. Para el diseño de los aislamientos entre los devanados y tierra y entre los distintos devanados se utilizan los criterios mostrados en las Figura 1.12 y Figura 1.13.

36

La distancia total de aislamiento se divide en angostos canales de aceite utilizando para ello láminas de cartón precomprimido (transformerboard) interpuestas. Estas barreras aislantes deben además permitir una cómoda refrigeración por medio de la circulación de aceite. La aislación entre los distintos arrollamientos es obtenida con cilindros de papel o cartón de celulosa pura separados por canales de aceite obtenidos mediante varillas, también de cartón, adecuadamente intercaladas. En las extremidades la aislación hacia los yugos es obtenida mediante collares abridados de papel o de cartón y por sectores a diafragmas de cartón, separados por canales de aceite Figura 1.14.

Para una mejor distribución del campo eléctrico en correspondencia de las cabezas de los arrollamientos, estos están provistos de anillos equipotenciales. El anclaje y prensado de los arrollamientos es realizado con bloques y anillos de madera y cartón en los transformadores en aceite, las máquinas secas se realizan en forma similar pero con otros materiales aislantes. 1.13 DISEÑO DE LOS DEVANADOS CONCENTRICOS. A los efectos de disminuir las pérdidas adicionales y reducir al mínimo los esfuerzos mecánicos que se pueden presentar durante un cortocircuito se requiere lograr, y mantener entre los arrollamientos y a lo largo de toda su altura, un equilibrio total de los amperios espiras. Los arrollamientos se dividen en arrollamientos principales y de regulación. Básicamente se utilizan dos alternativas para los arrollamientos principales que son el devanado tipo a discos y el tipo hélice.

37

La elección entre estos tipos de arrollamientos está condicionada por el número de espiras y por la corriente. A modo orientativo se puede afirmar que los devanados que tienen muchas espiras y bajas corrientes serán del tipo a disco. En cambio los arrollamientos con pocas espiras y altas corrientes se eligen preferiblemente de tipo hélice. 1.14 DEVANADOS A DISCOS. Los arrollamientos a discos se construyen conectando en serie galletas. Llamamos galleta a un devanado de tipo concéntrico continuo que puede tener una o más capas y cada capa puede estar constituida por una o más espiras. Estas galletas están separadas entre si en sentido axial, por canales radiales de refrigeración. En el caso particular de tener una galleta una sola espira por capa y varias capas la llamamos disco. El número de espiras por capa por el número de capas constituye el número de espiras totales de la galleta. Cuando cada galleta está formada por varias planchuelas en paralelo, se deben realizar transposiciones. Las transposiciones se utilizan para lograr que todas las planchuelas, ocupando la misma posición relativa en el devanado, tengan la misma impedancia y en consecuencia las corrientes se distribuyan uniformemente; se simetriza así el devanado y se reducen las pérdidas adicionales. Los devanados de alta y muy alta tensión desde 33 kV en adelante se realizan comúnmente de este modo. En máquinas de alta y muy alta tensión (EHV) se entrecruzan las planchuelas (devanado denominado "interleaved") para incrementar la capacidad serie, es decir, entre espiras, lo cual produce una mejor distribución de la tensión durante la aplicación de una sobretensión de tipo atmosférico. La Figura 1.15 muestra una bobina de alta tensión a disco realizada con 28 espiras interpuestas en dos secciones.

38

En la Figura 1.16 se observan los resultados obtenidos en los ensayos realizados, con la totalidad de las espiras de un devanado de estas características, con un generador de impulsos recurrentes de baja tensión, estando el transformador seco (sin impregnar en aceite) y fuera de la cuba.

La curva 1 representa la distribución inicial obtenida con una onda plena de frente muy rápido (0.4/50 microsegundos); la curva 2 muestra la envolvente de las tensiones máximas contra tierra en los distintos puntos del arrollamiento con onda plena de 1/50 microsegundos. Se observa como la envolvente coincide sensiblemente con la recta 3 que representa la distribución uniforme. Además las tensiones medidas entre bobinas, a lo largo del arrollamiento, resultaron menores del 7% de la amplitud de la onda 1/50, lo cual evidencia una reducida solicitación entre espiras durante los transitorios. 39

Se calculó para el transformador seco el coeficiente de sobretensión ALFA=3.2 (√ [Cd/Cs] siendo Cd y Cs las capacidades a masa y entre espiras del devanado) y la curva 4 es la característica teórica correspondiente a la distribución inicial. Con el transformador impregnado el valor de ALFA aumenta alcanzando 3.5 y como consecuencia de ello se produce un insignificante empeoramiento de la distribución inicial y de la envolvente de las solicitaciones máximas respecto al transformador seco. Cuando un devanado con aislación gradual (alta tensión) se encuentra ubicado en la parte externa de una misma columna, frecuentemente se lo realiza con la entrada en la parte media de la bobina Figura 1.17.

El arrollamiento se construye en dos mitades con la dirección de devanado en oposición y conectados en paralelo. De este modo se logra un mejor aprovechamiento del espacio disponible en la ventana del núcleo.

40

1.15 DEVANADO EN HELICE. Los devanados tipo hélice están realizados formando una hélice o tornillo. El conductor está dividido en un cierto número de planchuelas. Los arrollamientos a hélice presentan por su naturaleza en los extremos superior e inferior, una superficie que no es perpendicular al eje del arrollamiento, sino inclinada según sea el paso correspondiente de la hélice. Para permitir el apoyo con las superficies horizontales de los yugos y de los elementos de sujeción, indispensables para la fijación axial de los arrollamientos y para asegurar su resistencia mecánica e indeformabilidad a los esfuerzos electrodinámicos, es necesario utilizar adecuados elementos que constituyen las llamadas "falsas espiras". Las falsas espiras como muestra la Figura 1.19, consisten en cuñas realizadas a partir de un cilindro de adecuado material aislante, y que ocupan el lugar que deja libre el conductor de la hélice del bobinado.

Los diámetros interno y externo de la falsa espira coinciden respectivamente con los diámetros interno y externo del arrollamiento. La diferencia H1-H2 entre las distancias indicadas en la Figura 1.19, es igual a la altura axial de una espira. Un arrollamiento continuo tipo hélice puede estar conformado por una o más capas. Generalmente si se trata de un arrollamiento de baja tensión el mismo puede tener dos o tres capas completas. 41

Las capas deben estar completas para tener una uniforme distribución de los amper espiras (condición importante frente a solicitaciones electrodinámicas). Entre las capas podrán eventualmente disponerse canales axiales si las solicitaciones térmicas así lo requieren. 1.16 DETALLES REGULACION.

CONSTRUCTIVOS

DE

LOS

DEVANADOS

DE

Los arrollamientos de regulación se diseñan dentro del tipo hélice, donde las espiras para cada tope de regulación están distribuidas a lo largo de toda la altura del arrollamiento. Los devanados de regulación se pueden considerar como arrollamientos en hélice los cuales están realizados con un manojo de conductores. Cada conductor forma un devanado en hélice completando una capa y que corresponde a un escalón del campo de regulación Figura 1.18.

42

Cada uno de estos devanados en hélice se conecta en serie. Las conexiones a los contactos del conmutador se realizan entre devanados consecutivos. Para cualquier posición del conmutador la distribución de los amper vueltas a lo largo de la columna será uniforme, lográndose de este modo hacer mínimos los esfuerzos mecánicos en el caso de un cortocircuito. 1.17 TRANSPOSICIONES. La gran mayoría de los arrollamientos de alta tensión de los transformadores de distribución se realizan con conductor redondo, aislado con esmalte, cuyo diámetro no supera normalmente los 3 mm. En máquinas de gran potencia los arrollamientos se realizan con planchuelas y las más frecuentemente utilizadas tienen normalmente una sección que no supera los 30 a 40 mm2. Ello se debe a que planchuelas demasiado gruesas imponen esfuerzos demasiado grandes para construir el arrollamiento dificultando su ejecución, con riesgo de dañar el aislamiento. Cuando se requieren secciones mayores se recurre al uso de planchuelas en paralelo que se deben transponer para reducir las pérdidas en el conductor. La ejecución de las transposiciones es la operación que requiere el mayor empleo de tiempo en la construcción de los arrollamientos a hélice; las mismas aumentan las dimensiones del arrollamiento y constituyen los puntos delicados desde el punto de vista del aislamiento y de la capacidad de soportar esfuerzos electrodinámicos; por estos motivos es necesario reducir en cuanto sea posible el número de transposiciones a realizar. Una cierta desuniformidad en la repartición de las corrientes entre las diversas planchuelas en paralelo es tolerable sin un excesivo agravio de las pérdidas. Esta exigencia se contrapone con la resistencia al cortocircuito para máquinas de gran potencia y para ello se utiliza el cable transpuesto, formado por planchuelas aisladas entre si con esmalte, sobre las cuales se deposita una capa de resina epóxica en estado de semipolimerización. A cada una de estas planchuelas se le hace ocupar sucesivamente y repetidamente todas las posiciones posibles dentro de la sección total del conductor mediante transposición continua realizada a máquina. El conjunto de todas las planchuelas se encinta con papel de celulosa pura. El número de planchuelas que componen el cable adoptado por algunos fabricantes, siempre impar por razones constructivas, está comprendido entre 5 y 29. Estas planchuelas se sobreponen formando dos columnas una al lado de la otra con alturas diferentes, separadas entre si con papel. El número de papeles aislantes aplicados como encintado externo permite realizar distintos espesores comprendidos entre 0,4 y 3 mm. 43

En la Figura 1.20 se observa un corte con la disposición de un cable formado por 17 planchuelas.

La resina epóxica, que debe tener estabilidad completa en aceite a 120 °C, tiene la función de cementar todas las planchuelas del cable en un bloque monolítico, de modo que el mismo se comporte desde el punto de vista mecánico como si fuese constituido por una barra única de cobre. Durante el tratamiento de secado la resina, que se calienta por efecto de la temperatura, se ablanda y fluye. Continuando el calentamiento, durante un tiempo dependiente del tipo de resina y de la temperatura, se inicia y completa la reacción de polimerización endureciéndose la resina de modo irreversible. 1.17.1 Transposición radial.

Necesita además de dos conductores sobrepuestos de por lo menos dos conductores contiguos.

44

Aumentan las dimensiones en sentido radial, es decir el espesor del arrollamiento; esto se debe tener en cuenta, evitando que coincidan las transposiciones con las varillas de centrado como muestra la Figura 1.21.

1.17.2 Transposición axial.

Aumentan las dimensiones del arrollamiento en el sentido axial. Los espacios que quedan vacíos al realizar el cambio de posición de las planchuelas en el arrollamiento como indica la Figura 1.22,

45

deben ser ocupados con trozos obtenidos de un cilindro de material aislante -llamados rellenos- para garantizar la indeformabilidad de los arrollamientos y su capacidad de soportar los esfuerzos electrodinámicos Figura 1.22/a.

Detalle de una transposición

1.18 DISEÑO DE LOS DEVANADOS ALTERNADOS. Actualmente este tipo de devanado se utiliza en los transformadores acorazados. Un transformador acorazado es un transformador en el cual el circuito magnético recubre los arrollamientos, siendo esta característica uno de los aspectos que lo diferencian notablemente de un transformador de tipo de columnas tanto en lo referente al diseño como a su construcción y montaje. La fase de un transformador acorazado se compone de varios grupos de bobinas de alta tensión y baja tensión, ubicadas una al lado de la otra (alta, baja y media tensión, en el caso de un transformador de 3 arrollamientos). La Figura 1.23 muestra la disposición esquemática de las bobinas en los grupos, y de los grupos en la fase, para un transformador de 2 arrollamientos: el grupo de alta tensión está intercalado entre dos grupos de baja tensión, de allí el nombre de alternados dado a este tipo de devanados. El número de grupos, es en general función de la potencia del transformador aumentando con ella, además está determinado por los esfuerzos de cortocircuito a prever que corresponden a las condiciones más desfavorables.

46

Para ello se determinan las fuerzas que actúan en los arrollamientos con métodos de cálculo más o menos complejos que se basan en la distribución de la corriente en los arrollamientos y del campo magnético de dispersión. La disposición alternada permite, en el caso de transformadores de más de 2 arrollamientos, una gran variedad de soluciones para satisfacer las condiciones requeridas de impedancia entre arrollamientos tomados de a dos. La Figura 1.24 es un esquema de principio de la disposición de grupos en un transformador trifásico de tres arrollamientos: 1 grupo de AT + 2 grupos de MT + 2 grupos de BT.

47

La Figura 1.25 es un esquema de principio de la disposición de grupos en un transformador elevador trifásico de dos arrollamientos de 660 MVA y 400 kV compuesto por 3 grupos de AT (1 grupo en serie con 2 grupos conectados en paralelo) y 4 grupos de BT (conectados en paralelo dos pares de grupos formado cada uno por dos grupos en serie).

1.18.1 La Bobina del transformador acorazado.

La bobina es una gran espiral plana arrollada alrededor del núcleo rectangular. El número de espiras es variable según sea el tipo de arrollamiento. Cada conductor está subdividido en 2 o 3 planchuelas, aisladas entre si con papel y también se transponen los conductores para reducir las pérdidas adicionales por corriente de Foucault Figura 1.26.

48

Las bobinas se realizan con un torno de eje vertical sobre un mandril rectangular Figura 1.27.

Figura 1.27 a: ancho especificado b: largo especificado c: ancho de ventana especificado d: largo de ventana especificado

1.18.2 Grupos de bobinas.

Un cierto número de bobinas de la misma tensión conectadas en serie constituyen un grupo. Cada grupo, que se presenta como una pirámide trunca con una abertura central, está formado por bobinas, placas aislantes intercaladas y piezas aislantes en forma de U o de L, rectas o curvas, todos estos elementos solapados entre si Figura 1.28.

49

La Figura 1.29 representa un esquema de un grupo de alta tensión de 6 bobinas con aislación gradual con una pantalla estática.

1: bobina de entrada de línea 2: pantalla estática 3: bobina extremo neutro 4: ½ núcleo central 5: pantalla aislante entre el núcleo central del circuito magnético y los arrollamientos 6: L aislantes interiores 7: U aislantes interiores 8: pantallas aislantes entre bobinas

50

9: pantallas aislantes entre grupos 10: L aislantes exteriores 11: U aislantes exteriores 12: pantallas aislantes entre arrollamientos y yugos del circuito magnético Figura 1.29

La Figura 1.30 muestra la repartición de campo electrostático y de las galletas del grupo de AT indicado en la figura anterior.

1: bobina de grupo BT n° 1 2: pantalla estática conectada a la entrada de la bobina de línea AT 3: circuito magnético 4: bobina de grupo BT n° 2 5: bobina extremo neutro AT

51

6: bobina de línea AT Figura 1.30

1.19 LA FASE DEL ACORAZADO. Varios grupos constituyen una fase y se apilan con guías adecuadas con el objeto de respetar las dimensiones previstas y de la ventana. A medida que se realiza el apilado de las bobinas, se colocan grandes cartones aislantes laterales. La fase de este modo constituida se la somete a un prensado mediante un dispositivo que dispone de resortes calibrados ajustables que permiten ejercer una fuerte presión sobre las caras horizontales de los grupos. Los bloques así obtenidos se colocan luego en un autoclave y son tratados con un grado de vacío adecuado y a una temperatura que se eleva progresivamente hasta alrededor de 115 °C. Al final del tratamiento, el aceite seco y desgasificado se introduce en el autoclave manteniendo el vacío lo más posible con el fin de impregnar internamente los aislantes, y asegurar la estabilidad dimensional de las fases para el montaje final. 1.20 DETERMINACION DEL NUMERO DE ESPIRAS DE LAS BOBINAS (PASO 3). Las bobinas se encuentran asociadas -primario y su correspondiente secundario- sobre una misma columna. Para los arrollamientos interno y externo, se dispone de los siguientes datos: • Número de galletas • Número de capas • Número de rellenos por galleta (falsa espira, eventuales transposiciones) • Distancia entre galletas • Densidad de corriente • Peso específico del conductor • Resistividad del conductor • Coeficiente de aprovechamiento (fija la relación entre la sección ocupada por el conductor y la sección correspondiente al conductor más la aislación)

52

Se individualiza el arrollamiento de menor tensión y se calcula el número de espiras correspondiente. Si se trata de un arrollamiento polifásico este número de espiras corresponde a una fase. Como se sabe el número de espiras debe ser entero, y se obtiene como el producto del número de galletas por el número de espiras por galleta. Este último, es igual al número de espiras por capa por el número de capas menos el número de rellenos. Para cumplir estas condiciones partiendo de los datos, el número de galletas, el número de capas y de rellenos por galleta, se determina para la máxima tensión, un número de espiras teórico. A partir de él deduce el número de espiras teórico por capa y a este último se lo convierte en entero (el programa en particular selecciona al más próximo), y se reconstruye el número de espiras definitivo (entero) de la bobina construible. Se determina un coeficiente que se utiliza para corregir el flujo en función del número de espiras definitivamente adoptadas. Se determina otro coeficiente de aprovechamiento definido como la relación entre el espacio ocupado por las espiras activas y el espacio ocupado por la bobina con los rellenos. Con el valor del flujo corregido se determina para el arrollamiento de alta tensión, el número de espiras teórico por fase con el mismo procedimiento empleado anteriormente, y se determina, para la máxima tensión, el número de espiras teórico por capa. Este valor se convierte en entero, y se calcula el número de espiras de la bobina construible. Como el número de espiras de la bobina construible no coincide normalmente con el número de espiras teórico, obtenido con el valor del flujo corregido, tampoco coincide el valor de la máxima tensión con su correspondiente valor teórico. En consecuencia se obtiene otro coeficiente que se utiliza para corregir el valor de la tensión máxima del arrollamiento de mayor tensión, y se calcula para la máxima tensión el error de relación en por ciento. El programa (en el estado actual) permite calcular solamente transformadores con devanados concéntricos, es decir, aquella disposición de los devanados en la cual el primario y el secundario colocados sobre el mismo núcleo, tienen la forma de cilindros concéntricos. Los resultados de la ejecución del programa muestran la tabla que para cada valor de regulación indica la tensión del arrollamiento, la tensión de la bobina y el número de espiras. Esta tabla sirve para adoptar los números de espiras correspondientes a cada una de las tomas de regulación. Veamos a continuación las adopciones que el programa hace (y que no necesariamente satisfacen el proyecto, debiéndoselas elegir adecuadamente en las sucesivas ejecuciones).

53

Por falta de datos el programa adopta el número de galletas igual a 1; el número de capas igual a 1; el número de rellenos igual a 0. Si la distancia entre galletas no se impone, se la hace igual a 8 mm, pero si el número de galletas es menor o igual a uno, la distancia entre galletas no interesa (es nula). En consecuencia naturalmente el programa hace una hélice continua de una sola capa. Los arrollamientos se pueden realizar en cobre o aluminio. Si la densidad de corriente no se ha impuesto, se adopta este valor igual a 2,7 A/mm2 que corresponde para una devanado realizado con cobre (para aluminio corresponde adoptar 1,7 A/mm2). Estos son valores orientativos que requieren la realización de una verificación térmica mediante cálculos y posteriormente su comprobación experimental con un ensayo de calentamiento. La elección entre conductor redondo hasta 2,5 mm de diámetro (para un mejor aprovechamiento del espacio) o planchuela está generalmente condicionada por el valor de la corriente en el arrollamiento. Este valor en relación con la densidad de corriente que se adopte, decide la sección del conductor. En algunos casos puede resultar indistinto utilizar conductor redondo o planchuela. Se prefiere realizar los arrollamientos con planchuela cuando se requiere conferir mayor robustez mecánica a los arrollamientos de transformadores de modesta potencia y alta tensión, los cuales generalmente presentan una tensión de cortocircuito relativamente baja, y consiguientemente pueden estar sometidos a esfuerzos electrodinámicos intensos. Algunos constructores utilizan para la producción en serie de transformadores de distribución (con una sensible reducción de costo), la técnica de construcción de los arrollamientos con conductores con forma de cinta de reducido espesor. El ancho de la cinta, si la sección utilizada lo permite, se hace coincidir con la altura axial del arrollamiento. Esta condición se presenta unicamente para los arrollamientos de baja tensión. Para los arrollamientos de alta tensión (la sección del conductor necesaria es generalmente pequeña) se recurre a la ejecución de varias galletas en serie construidas en modo análogo a las de baja tensión, colocadas una sobre la otra como los devanados a discos. La construcción del arrollamiento se realiza disponiendo el conductor y el aislante conjuntamente sobre el mandril de la máquina bobinadora, partiendo del interior hacia el exterior de la bobina.

54

Los aislantes utilizados tanto para los arrollamientos de baja tensión como para los de alta tensión, son el clásico papel o bien laminados plásticos sintéticos con los espesores convenientes. Los requisitos principales para obtener una bobina sin irregularidades y uniformemente compacta son: uniformidad de tracción sobre todo el ancho de la cinta y cupla de arrollamiento controlada para evitar la rotura del conductor. Los extremos de conexión de los arrollamientos se realizan mediante un proceso de "soldadura en frío" de la cinta conductora con los extremos propiamente dichos. Es conveniente mencionar que en el caso de que el arrollamiento se realice con cinta de aluminio, el problema de la unión no presenta hoy dificultad alguna para su ejecución. Esta forma constructiva presenta algunas ventajas como ser: • mayor equilibrio de los esfuerzos electrodinámicos a lo largo de la columna. • reducción de las pérdidas por corrientes de Foucault. • mayor uniformidad de temperatura de los arrollamientos (con posibilidad de mayor sobrecarga). • reducida solicitación entre espiras con ondas de impulso debido a la elevada capacidad entre espiras. El programa adopta por falta de datos para el peso específico el valor 8,9 kg/dm 3 que corresponde al cobre (para aluminio 2,7 kg/dm3). Para la resistividad se adopta 0,021 ohm.mm2/m que corresponde al cobre (para aluminio 0,034 ohm.mm2/m), en ambos casos estos valores están dados para una temperatura de 75 °C. Si el coeficiente de aprovechamiento no está definido se lo hace igual a 0,6; en las sucesivas corridas, analizado como realizar el arrollamiento, es decir, cantidad de planchuelas en paralelo, dimensiones y disposición de las mismas, se puede imponer un valor más acorde a la solución constructiva. El número de espiras teórico se determina mediante la fórmula:

UC: tensión de cada bobina (kV) FRE: frecuencia (Hz) WB: flujo (Wb)

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El programa determina un número de espiras por galleta que es igual al número de espiras teórico dividido el número de galletas. Para tener en cuenta los eventuales rellenos, al valor anterior se le debe sumar el numero de rellenos. Se determina el número de espiras por capa que es igual al valor anterior dividido por el número de capas, y a este valor se lo hace entero. Se determina el número definitivo de espiras por galleta que es igual al valor anterior por el número de capas menos el número de rellenos. Se determina el número total de espiras de la bobina "construible" que es igual al valor anterior por el número de galletas.

56

1.21 DIMENSIONAMIENTO DEL NUCLEO, DE LOS ARROLLAMIENTOS Y DISTANCIAS DIELECTRICAS (PASO 4). La concepción de diseño del núcleo de columnas y acorazado es sensiblemente diferente en consecuencia los examinaremos separadamente. 1.21.1 Núcleo de columnas.

Para el núcleo de columnas este paso se inicia con los siguientes datos: • Inducción • Densidad lineal de corriente • Relación de área yugo/columna • Número de escalones del núcleo • Coeficiente de aumento de pérdidas en los arrollamientos • Distancia núcleo bobinado interno • Distancia entre bobinas interna y externa • Distancia entre bobinas adyacentes y bobina contra masa La inducción se adopta en función de la potencia del transformador teniéndose presente su incidencia en las pérdidas y en la corriente de inserción. Se determina la sección neta de la columna; se determina la sección bruta, teniendo en cuenta el factor de apilado. El número de escalones se puede fijar en base a la potencia con la Tabla 1.7, de acuerdo con un criterio que tiene en cuenta el aspecto técnico y económico. TABLA 1.7 Potencia

1

10

100

500

1000

1500

10000 40000

Escalones

1

2

3

4

5

6

7

8

0.787

0.851

0.886

0.908

0.923

0.935

0.942

Fac. util. geométrico 0.637

La sección neta de la columna es igual al flujo dividido la inducción. Se calcula la sección bruta de la columna que es igual a la sección neta dividido el factor de apilado.

57

El factor de utilización geométrico que se obtiene de la Tabla 1.8, esta dado por la relación entre la sección bruta de la columna y la sección del círculo que la circunscribe. Con este último valor se calcula el diámetro circunscripto. TABLA 1.8 - Dimensiones de los escalones referidas al diámetro del círculo circunscripto y factor de utilización geométrico Núm.

Dimensiones referidas al diámetro

Fac.util.

L1

L2

L3

L4

L5

L6

L7

L8

L9

L10

1

0.707



















0.637

2

0.850

0.526

















0.787

3

0.906

0.707

0.424















0.851

4

0.934

0.796

0.605

0.356













0.886

5

0.950

0.846

0.707

0.534

0.313











0.908

6

0.959

0.875

0.768

0.640

0.483

0.281









0.923

7

0.967

0.898

0.812

0.707

0.584

0.436

0.255







0.935

8

0.972

0.910

0.842

0.755

0.657

0.541

0.417

0.239





0.942

9

0.977

0.929

0.867

0.794

0.707

0.608

0.498

0.370

0.214



0.948

10

0.979

0.930

0.884

0.823

0.748

0.662

0.578

0.468

0.346

0.204

0.954

Escalones

geométrico

Con esta misma tabla se calculan las dimensiones de los escalones en valor relativo referidas al diámetro circunscripto, como se observa en la Figura 1.31.

El prensado de las columnas se puede realizar con pernos pasantes (debidamente aislados para evitar cortocircuitar las chapas magnéticas).

58

Según la tendencia actual el prensado de las columnas se realiza con placas de presión y cintas termocontraibles. El núcleo de columnas se lo arma en su totalidad, y para el montaje de los devanados se retira chapa por chapa el yugo superior, el cual una vez centrados y fijados los devanados debe ser nuevamente montado. La ejecución de juntas intercaladas oblicuas tiene por finalidad que las líneas de campo se establezcan en esta parte del núcleo en el sentido de la laminación, con el objeto de mantener las correspondientes pérdidas en el hierro en los valores mínimos. La Figura 1.32 muestra una de las posibles formas constructivas de juntas intercaladas oblicuas, pudiendo observarse la posición de un trozo de columna y de un trozo de yugo en el primero y segundo estrato y finalmente ambos estratos sobrepuestos.

Como se puede observar se tiene, para este caso, una modesta reducción de la sección de pasaje del flujo entre la columna y el yugo, pero tiene la ventaja de que el corte de la chapa se realiza exclusivamente con guillotina. La Figura 1.33 muestra un estrato completo de un núcleo trifásico a columnas donde se utiliza el tipo de junta intercalada oblicua antes citada.

59

Con lo indicado resulta intuitiva la construcción de juntas oblicuas para núcleos monofásicos a tres columnas, trifásicos a cinco columnas etc., pudiéndose además imaginar otras formas constructivas distintas a la presentada. Es evidente que las juntas intercaladas oblicuas conducen, como se puede observar, a sensibles complicaciones constructivas del núcleo como así también un mayor equipamiento, tiempo de ejecución y desperdicio de material, pero es la forma utilizada en la técnica actual. El valor de la densidad lineal de corriente se adopta en función de la potencia. Se calcula la altura del bobinado más cercano al núcleo que es igual a la corriente por el número de espiras dividido el valor de densidad lineal de corriente. Se determinan las distancias dieléctricas en función de la tensión para cada uno de los arrollamientos de acuerdo con los datos de las Figura 1.34 y Figura 1.35.

60

Estas figuras son válidas para transformadores en aceite y tienen en cuenta además las tensiones de ensayo a impulso atmosférico. El paso finaliza determinando el espesor de cada arrollamiento y la sección de conductor. El programa, cuando no se ha indicado el valor de inducción, lo selecciona en base a una tabla que contiene.

61

Cuando el número de escalones ha sido impuesto, se controla que el mismo esté comprendido en la Tabla 1.8, de no ser así el programa adopta el valor superior de la misma. El programa adopta un factor de apilado 0,96 si no ha sido impuesto. Si el valor de densidad lineal de corriente no ha sido impuesto, el programa lo adopta en función de la potencia utilizando la Figura 1.36, multiplicando los valores por un factor 1,1 para actualizarlos con los valores que los fabricantes están utilizando.

62

Se determina el espesor de cada arrollamiento de la siguiente manera:

NESP: número de espira CC: corriente de bobina (A) DENC: densidad de corriente (A/mm2) COEAP: coeficiente de aprovechamiento (tiene en cuenta la aislación entre espiras y entre capas) COEAPN: coeficiente que tiene en cuenta la presencia de rellenos HB: altura del bobinado (mm) NG: número de galletas DISG: distancia entre galletas (mm) Si el devanado tiene más de una galleta, se descuenta la distancia entre galletas. Se determina la sección del conductor que es igual a la relación entre la corriente y la densidad de corriente. 1.21.2 Núcleo acorazado.

Se describen a continuación las principales características constructivas.

63

La sección del circuito magnético es rectangular, teniendo todas las láminas que forman las columnas el mismo ancho Figura 1.37.

Las láminas que conforman el núcleo no requieren ser troqueladas para la colocación de pernos pasantes que se utilizan para compactar el paquete magnético como ocurre con los núcleos a columnas. La construcción del circuito magnético se hace directamente durante el montaje del transformador. No es necesario desmontar y volver a montar como en los transformadores a columnas. 1.22 LA CUBA DEL ACORAZADO. La cuba esta compuesta de tres partes principales Figura 1.38.

64

Figura 1.38 a) Salidas de conexiones b) Bobinado c) Perfil en T y placas de fijación d) Núcleo del circuito magnético e) Perfil en U f) Yugos del circuito magnético g) Piezas de fijación en madera laminada h) Base de la cuba i) Tapa de la cuba j) Parte intermedia de la cuba

65

• La parte inferior denominada base que permite alojar las fases y el montaje del circuito magnético es el soporte propiamente dicho del transformador. Sobre las paredes se colocan láminas de material magnético destinadas a canalizar los flujos de dispersión. La disposición y las distancias se determinan a partir de estudios y ensayos. • La parte intermedia tiene por finalidad fijar el núcleo magnético y alojar los arrollamientos. Esto se realiza mediante los soportes en U soldados en su interior que cumplen una función similar a los prensayugos de un transformador a columnas. • La tapa, que sirve de soporte a los aisladores de alta y baja tensión, se fija sobre el marco superior de la parte intermedia, después de montado el transformador y realizadas las conexiones entre fases y al conmutador bajo carga. 1.23 DETERMINACION DE LAS DISTANCIAS DE AISLACION (PASO 5). Con la distancia dieléctrica del yugo al arrollamiento correspondiente a la mayor tensión se determina la altura de la ventana. Esta altura es igual a la altura de la bobina más dos veces la distancia antes citada. Se fija la distancia entre el arrollamiento interno y el núcleo. Las distancias de aislación y las dimensiones de los devanados se indican en la Figura 1.39. Se determina el diámetro interno del bobinado interior que es igual al diámetro circunscripto del núcleo más dos veces la distancia antes determinada. Se calcula el diámetro medio del bobinado interior que es igual al diámetro antes calculado más el espesor de este bobinado. Se calcula el diámetro externo del bobinado interno que es igual al diámetro antes calculado más el espesor de este bobinado. Para la mayor tensión se adopta la distancia entre devanado interior y exterior. Con el mismo criterio se determina el espesor del tubo aislante entre bobinados. Se calcula el diámetro medio entre bobinados que es igual al diámetro externo del bobinado interno más la distancia entre devanados.

66

DISTANCIAS DE AISLACION Y DIMENSIONES DE LOS DEVANADOS Figura 1.39

Se calcula el diámetro interno del bobinado exterior que es igual al diámetro antes calculado más la distancia entre devanados. Se calcula el diámetro medio del bobinado exterior que es igual al diámetro antes calculado más el espesor de este bobinado. Se calcula el diámetro externo del bobinado exterior que es igual al diámetro antes calculado más el espesor de este bobinado. Se determina la distancia entre bobinados externos adyacentes en función de la tensión.

67

Se calcula la distancia entre ejes de columnas que es igual al diámetro externo del bobinado exterior más la distancia entre bobinados externos adyacentes. Se calcula el diámetro de aislación de la bobina externa -entendiéndose por tal el que define el sólido dentro del cual no debe haber puntos a masa- que es igual al diámetro externo de la bobina más dos veces la distancia del arrollamiento exterior contra masa. Para los transformadores acorazados que se realizan para altas tensiones y potencias importantes, la determinación de las distancias dieléctricas, que son mucho más críticas, exige un minucioso estudio de la repartición del campo eléctrico entre las galletas y las partes que están a masa. También estos estudios se realizan para los extremos de los arrollamientos de los devanados concéntricos en máquinas de alta y muy alta tensión. La Figura 1.40 muestra, a título de ejemplo, un modelo utilizado para calcular el campo eléctrico. Se indica con T el arrollamiento terciario, BT el de baja tensión, AT el de alta tensión y con R el de regulación.

Las distintas zonas en el dibujo corresponden a materiales con constantes dieléctricas diversas. La Figura 1.41 muestra las líneas equipotenciales y las líneas de flujo del vector intensidad de campo eléctrico para el modelo de la figura anterior. El arrollamiento de AT y de regulación están al 100% de la tensión respecto a tierra y el arrollamiento de BT y el terciario al potencial de tierra.

68

La diferencia de potencial entre dos líneas equipotenciales adyacentes es alrededor del 10%. El programa en este paso hace las tareas descriptas y determina distancias y diámetros.

En particular determina la distancia entre el arrollamiento interno y el núcleo y la compara con el valor eventualmente forzado por quien ejecuta el programa, adoptando el mayor valor. Para las distancias entre ambos devanados obtiene dos valores (para las respectivas tensiones) adoptando el mayor y comparándolo con el eventual valor impuesto. También puede imponerse la distancia entre bobinados externos adyacentes. 1.24 DETERMINACION DE LOS ARROLLAMIENTOS (PASO 6). El cálculo de las pérdidas en los arrollamientos no presenta dificultad. Conocidos el diámetro medio del arrollamiento, el número de espiras por fase y la sección del conductor, se calcula la resistencia de una fase. La resistividad del material que constituye el conductor, como ya se dijo anteriormente, se debe tomar a una temperatura de referencia de 75 °C. Una parte de las pérdidas óhmicas no despreciables comparada con la de los arrollamientos se encuentra en las conexiones de baja tensión de los transformadores con corrientes relativamente grandes. 69

Se deben tener en cuenta además las pérdidas por corrientes parásitas en el conductor, que son dependientes de las dimensiones de la planchuela utilizada y de su configuración. Sede de otras pérdidas adicionales de valor no despreciable son las conexiones que atraviesan la tapa o bien las paredes de la cuba. La corriente en los pasantes da lugar a un campo magnético, que puede alcanzar una intensidad considerable debido a la elevada permeabilidad del material próximo a éstos. Las pérdidas adicionales en los órganos de prensado del núcleo, en la cuba, en general en las masas metálicas embestidas por el flujo de dispersión, son difícilmente determinables en base al cálculo, sin hacer referencia a resultados experimentales. Para realizar el cómputo de materiales del proyecto es necesario determinar el peso de los arrollamientos. El programa ejecuta estas tareas y en particular la resistencia de cada bobina se calcula con la fórmula: RRR = RESI× HLON/SECCON

RRR: resistencia de fase (ohm) RESI: resistividad del conductor (ohm× mm2/m) SECCON: sección del conductor (mm2) y las pérdidas en "corriente continua" con la fórmula:

PERD: pérdidas en el conductor (W) CC: corriente de bobina (A) El coeficiente de aumento de pérdidas COEPER puede imponerse, por falta de datos el programa lo hace igual a 1,10 para tener en cuenta en forma global lo dicho anteriormente. Por último se calcula la longitud de cada bobina con la fórmula HLON = π × DIAM× NESP/1000

HLON: longitud de la bobina (m) DIAM: diámetro medio (mm) NESP: número de espiras y el peso mediante la fórmula: 70

PESO = HLON× PESP× SECCON/1000

PESP: peso específico (kg/dm3) 1.25 DETERMINACION DE LA REACTANCIA DE DISPERSION (PASO 7). Se calcula la reactancia de dispersión por fase con fórmulas adecuadas. Para los bobinados concéntricos, se calcula la distancia entre arrollamientos concéntricos haciendo la semidiferencia entre el diámetro interno del bobinado exterior, y el diámetro externo del bobinado interior. Se debe tener en cuenta que el espesor del tubo aislante de la bobina externa, no está incluido en el diámetro interno de esta bobina, es decir, el mismo se encuentra físicamente dentro de la distancia entre arrollamientos. Esto es importante a los efectos del real espacio disponible para la circulación del aceite por el canal axial que queda determinado. Para los bobinados alternados también se deben determinar las características geométricas, y el cálculo de la reactancia es inmediato. El estudio del campo magnético de dispersión es el problema que más ha exigido, en estos últimos años, a los constructores y usuarios de transformadores, tanto desde el punto de vista teórico como experimental. El motivo de tanto interés se dirige a las magnitudes que directamente dependen del campo de dispersión que son: la tensión de cortocircuito, las pérdidas adicionales y las correspondientes sobreelevaciones de temperatura, los esfuerzos de cortocircuito. A este punto es oportuno destacar que cuando la intensidad de campo de los arrollamientos no está axialmente equilibrada se tienen distorsiones del flujo de dispersión con aumento de las componentes transversales (radiales) del mismo en las cabezas de los arrollamientos o bien en las lagunas o discontinuidades de los mismos. Es conveniente destacar que en máquinas de gran potencia, el flujo disperso asociado con las pérdidas adicionales y consiguientemente con los efectos térmicos tanto dentro como fuera de los arrollamientos, es de fundamental importancia. Consideremos el comportamiento de las líneas de flujo de dispersión en el caso límite de cortocircuito. Los recorridos de cierre de las líneas de flujo disperso dependen de cual es el devanado alimentado y cortocircuitado (interior o exterior). Se asume frecuentemente que es absolutamente indiferente cual es el arrollamiento alimentado (con tensión reducida) y cual el cortocircuitado, considerando que la repartición de las líneas de flujo disperso será impuesta por la ley de mínima reluctancia de los circuitos magnéticos.

71

En cambio en la realidad física, es bien conocido que, debiendo ser nulo el flujo total concatenado con un arrollamiento que está cortocircuitado, el recorrido de estas líneas no es el mismo si el arrollamiento cortocircuitado es el interno o el externo. La Figura 1.42 muestra las dos situaciones, que evidentemente no resultan equivalentes. En el primer caso el arrollamiento externo está alimentado y el interno cortocircuitado, en este caso las líneas de flujo de dispersión no pueden cerrarse en la columna del núcleo magnético (debido al efecto de apantallamiento del arrollamiento cerrado en cortocircuito).

Si por el contrario se alimenta el arrollamiento interno y se cortocircuita el externo, de modo similar al caso antes citado, debe ser nulo el flujo concatenado con el arrollamiento externo. En el caso real de arrollamientos que tienen un espesor no despreciable es válida la condición teórica ilustrada. Además las pruebas de calentamiento realizadas con el método del cortocircuito no reproducen la condición real de funcionamiento, por cuanto no se encuentra presente en el circuito magnético, el flujo principal. Mientras que en la situación real de funcionamiento pueden manifestarse saturaciones locales de algún tramo del circuito magnético con la consiguiente incidencia en los efectos térmicos. En tal sentido es recomendable realizar pruebas adicionales al ensayo térmico indicado por las normas que consisten en someter la máquina a una prueba con carga nominal durante 24 horas con análisis gascromatográfico del aceite, que deberán poner en evidencia eventuales puntos calientes.

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El programa en este paso calcula la reactancia de dispersión por fase referida al bobinado interior y al bobinado exterior mediante la siguiente fórmula:

AUX = (DB+EE/3)× π /HB a su vez EE = ESPARR(1)+ESPARR(2) XXX: reactancia de dispersión de fase (ohm) DIAM: diámetro medio entre bobinados de una misma fase (mm) DB: distancia entre bobinados (mm) ESPARR(1): espesor del arrollamiento interior (mm) ESPARR(2): espesor del arrollamiento exterior (mm) Cabe destacar que esta expresión es válida únicamente para devanados concéntricos de igual altura y con capas completas, suponiendo que las líneas de campo son paralelas al eje de los arrollamientos, que el campo es constante en la zona entre ambos devanados y que en función del radio el campo varía linealmente en el interior de las bobinas. La Figura 1.43 muestra el trazado de campo correspondiente a un transformador con distribución uniforme de los ampervueltas, tanto radialmente como axialmente, en ambos arrollamientos.

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El trazado corresponde a un núcleo y una cuba de materiales cuya permeabilidad se supone infinita, constituyendo un modelo que se utiliza frecuentemente para el desarrollo de métodos matemáticos que permiten resolver los campos magnéticos. Es importante recordar que como consecuencia de la disminución de la componente axial de la inducción hacia los extremos de los arrollamientos, las f.e.m. inducidas que pertenecen a las zonas I y III son distintas de aquellas de la zona II, por lo tanto el conocimiento del campo disperso permite realizar una óptima elección de las zonas donde es conveniente realizar las transposiciones de los arrollamientos. Sin pretender profundizar en el tema, lo dicho pone en evidencia la importancia del conocimiento del recorrido de los campos magnéticos de dispersión en las máquinas de gran potencia, con el objeto de evaluar con mayor precisión el cálculo de la reactancia, las pérdidas adicionales en los arrollamientos y partes metálicas (núcleo, cuba, etc.) como así también los esfuerzos radiales y axiales de naturaleza electrodinámica. Merece recordarse que el programa en su versión actual no trata los bobinados alternados. 1.26 DETERMINACION DE LAS PERDIDAS EN EL NUCLEO (PASO 8). Las pérdidas en el núcleo, o pérdidas en vacío, están influenciadas además que por la calidad y características del material utilizado, también por otros factores. Entre estos se pueden mencionar la forma de la sección de los yugos en relación a aquella de las columnas, la eventual presencia de agujeros para el pasaje de bulones de sujeción, el tipo de corte -ortogonal o inclinado- la magnitud de los entrehierros, etc. Estas causas provocan distorsiones más o menos significativas del flujo según se indica en la Figura 1.44. Es evidente que la base para la determinación de las pérdidas en vacío de un transformador es la característica de pérdidas específicas en función de la inducción suministrada por el proveedor del material, o bien obtenida con el aparato de

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Epstein, pero estos valores deben ser multiplicados por un factor que depende de la tecnología de cada constructor, es decir, del proyecto y de los sistemas de fabricación.

Se determinan finalmente el peso del núcleo, y las dimensiones de la cuba que debe contener al transformador. Hay que prever que dentro de la cuba en la parte superior del núcleo se debe colocar cuando se lo requiere una llave conmutadora para realizar los cambios de relación de transformación. Además el espacio interior que ocupan los aisladores y las correspondientes conexiones a los devanados. El programa recibe los coeficientes de aumento de pérdidas en el hierro correspondientes a la columna, el yugo y las juntas. La frecuencia y el exponente de referencia para las pérdidas. El peso específico del material magnético utilizado. Hasta ocho valores de inducción y los correspondientes valores de pérdidas específicas para la frecuencia y exponente de referencia describen para el programa, el material del núcleo; en el caso de que estos valores fuesen nulos o equivocados, el programa adopta valores adecuados. En caso de ser necesario el programa hace la corrección por frecuencia con la relación de frecuencias elevada al exponente entrado como dato. Se determina el peso de la columna, la dimensión longitudinal del yugo, el peso de un trozo del yugo; el peso de un trozo del eventual yugo acorazado, el peso de una junta. Según el tipo de núcleo, se seleccionan los coeficientes adecuados para determinar las pérdidas totales en el hierro, peso total del núcleo y tres dimensiones -largo, alto y ancho- de una "caja" ideal que contiene al transformador. Como resulta evidente las dimensiones de esta "caja" solamente tienen en cuenta por razones simplificativas, las dimensiones del núcleo y de las bobinas.

75

El programa hace las siguientes adopciones por falta de datos: Si la relación de áreas entre el yugo y la columna no se ha impuesto, se hace igual a 1. El peso específico del hierro lo hace igual a 7,8 kg/dm3. Si el coeficiente de aumento de pérdidas de la columna no se ha impuesto, se lo hace igual a 1,2. Si el coeficiente de aumento de pérdidas del yugo no se ha impuesto, se lo hace igual a 1,2. Si el coeficiente de aumento de pérdidas de las juntas no se ha impuesto, se lo hace igual a 2,0. Si la frecuencia no se ha impuesto, se la hace igual a 50 Hz. Si el exponente que se utiliza para tener en cuenta la frecuencia en la determinación de las pérdidas no se ha impuesto, se lo hace igual a 1,44. 1.27 VALORES REFERIDOS A LAS TENSIONES NOMINALES (PASO 9). En este paso se determinan las pérdidas y la reactancia para las tensiones nominales, teniéndose en cuenta el ajuste debido al número de espiras, es decir, sin considerar las variaciones de la geometría de las bobinas como consecuencia de las variaciones del número de espiras causados por la regulación. Con las pérdidas se obtiene la componente resistiva de la tensión de cortocircuito y por último la tensión de cortocircuito en valor relativo. Se determina la relación de pérdidas cobre/hierro que surge como consecuencia del proyecto y debe verificar la adopción inicial. Se calcula para ambos arrollamientos la relación entre el número de espiras y la tensión máxima: CK = NESP/UM

NESP: número de espiras UM: tensión máxima (kV) Se determina el número de espiras teórico: HNN = CK× UC

UC: tensión de cada bobina (kV) Se define el coeficiente CN dado por:

76

CN = HNN/NESP

Como las pérdidas en los arrollamientos son proporcionales al correspondiente número de espiras, se calculan las mismas con las expresión dada por: PERD1 = PERD× CN

PERD: pérdidas en el conductor (W) Como la reactancia es proporcional al cuadrado del número de espiras, se calcula la misma con la expresión dada por:

XXX: reactancia de dispersión de fase en (ohm) Se calcula la componente resistiva de la tensión de cortocircuito con la expresión dada por: UR = 0,1× PERD1(3)/POTKVA

PERD1(3): pérdidas totales en los arrollamientos (W) POTKVA: potencia nominal (kVA) Se calcula la componente reactiva de la tensión de cortocircuito con la expresión dada por: UX = 0,1× XX1(1)× CC(1)/UC(1)

CC(1): corriente de referencia (A) UC(1): tensión de referencia (kV) Por último se calcula la tensión de cortocircuito:

1.28 DETERMINACION DE CONVENCIONALES (PASO 10).

LOS

VOLUMENES

Y

PESOS

En este último paso, partiendo de las dimensiones determinadas anteriormente se calcula: • El volumen de la "cuba" que corresponde a la caja ideal definida anteriormente. • El volumen del conductor de ambos arrollamientos. • El volumen del material magnético del núcleo.

77

• El volumen de los aislantes sólidos y líquidos que llenan la "cuba". En este paso finaliza el cálculo automático realizado por el programa al cual se hizo referencia. El estudio de un transformador es un típico problema de ingeniería, que debe ser realizado en un tiempo razonablemente breve, buscando el punto óptimo entre dos exigencias que se contraponen: aquella de tener el mínimo costo de construcción compatible con el mínimo costo de utilización. La habilidad del proyectista consiste en analizar cuidadosamente los resultados obtenidos, y adoptar aquellas acciones que lo lleven al objetivo deseado. 1.29 DESCRIPCION Y DISPOSICION DE LOS ACCESORIOS. Para completar el transformador y tenerlo en condiciones de funcionamiento industrial, se requieren un conjunto de accesorios normales comunes a todos los transformadores. Las distintas soluciones adoptadas y tipos de accesorios dependen de las características de la máquina como ser: potencia, tensión, tipo de refrigeración, lugar de instalación (interior o intemperie). En este punto se mencionan solamente los accesorios normales comunes a los transformadores de distribución y de potencia inmersos en aceite con refrigeración natural para uso a la intemperie. 1- Los aisladores para tensiones de 13,2 kV y 33 kV son de porcelana atravesados longitudinalmente por un perno pasante que sirve para conectar el extremo del devanado con el borne de conexión del transformador a la red. Las normas especifican sus dimensiones y además las distancias mínimas en aire entre las partes metálicas bajo tensión correspondientes a bornes de fases distintas y entre ellos y masa. Para tensiones superiores a los 33 kV se utilizan aisladores tipo a condensador de trenza extraible Figura 1.45. La aislación principal está constituida por papel de celulosa pura impregnado de resina fenólica adecuadamente tratada, mientras que la protección contra los agentes atmosféricos está constituida por una porcelana de color oscuro. Un aceite especial de alta viscosidad llena el espacio entre la porcelana y la aislación principal.

78

A pedido estos aisladores pueden tener: a) toma capacitiva (dispositivo para la medición de descargas parciales). b) transformador de corriente. 2- Como consecuencia de la reducción de la carga o de la eventual desconexión del transformador de la red, el aceite se enfría variando su volumen proporcionalmente a su coeficiente de dilatación cúbica (igual a 0,0008 1/°C), produciéndose de este modo un descenso del nivel del aceite y la entrada de una cantidad de aire no despreciable. Esto facilita la oxidación del aceite y la inevitable incorporación de humedad que degradan sus cualidades dieléctricas. Para evitar estos inconvenientes se utiliza en los transformadores un depósito separado de la cuba, denominado conservador de aceite, que está conectado con el aire exterior y unido a la cuba mediante un tubo de comunicación. Con el empleo del conservador la superficie de aceite en contacto con el aire resulta muy pequeña y se encuentra a una temperatura inferior a la del interior de la cuba. La capacidad del conservador se determina teniéndose en cuenta las temperaturas máxima y mínima de trabajo del transformador. En la Figura 1.46 se muestra una de las formas constructivas utilizadas montado sobre la cuba por medio de ménsulas y provisto de: nivel de aceite de lectura directa con señalización eléctrica de alarma por nivel mínimo; tapones para llenado de aceite (a); descarga de fondo (b); válvulas de interceptación; cáncamo de levantamiento; entrada de hombre para inspección (c).

79

Obsérvese la cámara de expansión del interruptor del conmutador bajo carga (cuando existe) separada de aquella para el aceite del transformador, con lo que se asegura la estanqueidad necesaria para evitar el paso de productos de carbonización, que se van formando en la cámara de interrupción, al resto del transformador.

Algunos constructores utilizan para grandes transformadores en el tanque conservador, una membrana elástica que impide el contacto del aceite con el aire ambiente. Los resultados confirman la eficiencia de este sistema y se tienen datos que indican para esta clase de transformadores, que después de 10 años de servicio, el contenido de agua del aceite no excede de 15 partes por millón (temperatura del aceite 60 °C) con un valor medio de 10 ppm, comparado con el contenido de humedad de 1,5 a 2 veces mayor para los transformadores con conservadores convencionales con respiración mediante un secador de silicagel. Es conveniente programar el tratamiento de secado (con interrupción del servicio), cuando el contenido de agua excede 30 ppm.

80

La membrana es también efectiva para mantener una baja concentración de gases disueltos en el aceite evitando de este modo los problemas que provocan la presencia de burbujas de gas en el aceite. 3- Relé tipo Buchholz Figura 1.47, con dispositivo de detección de los gases ubicado a la altura de hombre, colocado en el conducto de aceite que vincula la cuba con el tanque conservador de aceite.

Tiene por finalidad detectar la formación de burbujas de gas que se producen en condiciones anormales de funcionamiento (cortocircuito entre chapas magnéticas, arcos, sobrecargas excesivas). 4- Termómetro a cuadrante que indica la temperatura de la capa superior del aceite, ubicado a altura de hombre (para su lectura), con contactos de alarma y disparo. Ambos contactos son regulables a los valores deseados de la temperatura del aceite. 5- Sobre la tapa en la parte superior (más caliente), dos vainas para la introducción de termómetros de control de la sobretemperatura del aceite durante la prueba de calentamiento. 6- Secador de aire de silicagel con válvula de reingreso de aire Figura 1.48.

81

7- Conexión para bomba de vacío para utilizar la cuba como auto clave sin aceite. 8- Dos conexiones para filtrado del aceite ubicadas en posiciones diametralmente opuestas. 9- Un robinete para extracción de muestras de aceite para su control. Entre las técnicas de control adoptadas para evaluar el estado de los transformadores sin interrupción del servicio, que tienen por finalidad relevar defectos incipientes de la unidad con el fin de prevenir fallas imprevistas, podemos mencionar: • anualmente un ensayo de rigidez dieléctrica de una muestra de aceite. • para intervalos de tiempo mayores, 3 a 5 años, ensayos de laboratorio para controlar el envejecimiento del aceite (acidez, tensión interfacial, tangente delta) y la presencia de contaminación (humedad). • el análisis cromatográfico de los gases disueltos en el aceite, que a partir de datos estadísticos, permite obtener significativas informaciones basándose en que distintos gases se liberan en condiciones de funcionamiento normales o anormales como causa de la descomposición del aceite y de los materiales aislantes sólidos. 10- Tapón de descarga de fondo. 11- Bornes de puesta a tierra de la cuba. 12- Válvula de desahogo para evitar deformación de la cuba en caso de falla. 13- Ruedas de desplazamiento orientables Figura 1.49, con o sin pestaña.

82

14- Cuatro placas de apoyo para gatos. 15- Entradas de hombre para inspecciones. 16- Cuatro ganchos de levantamiento para el transformador lleno de aceite. 17- Ojales de arrastre y de anclaje para expedición. 18- Chapa de características que sirve para identificar el constructor, la máquina, la norma bajo la cual ha sido construida, identificar el tipo, sus características nominales, y en particular es recomendable, cuando se justifica, una tabla que indique las corrientes nominales de cada arrollamiento en correspondencia con cada tensión. Otros datos útiles para el transporte, montaje, utilización y mantenimiento. Por ejemplo los pesos del aceite, núcleo y arrollamientos y del transformador completo. Además es conveniente indicar, cuando corresponde, si la cuba es apta para el levantamiento del transformador completo de aceite, como así también la altura mínima del gancho de izaje de la grúa. A pedido del cliente el transformador puede tener otros accesorios como ser: relevador de imagen térmica, reductores de corriente, descargadores de sobretensión etc. que deberán ser claramente solicitados en la especificación técnica correspondiente. 1.30 BIBLIOGRAFIA TRANSFORMADOR • PUBLICACION IEC 76-1 (1976) "Part 1: General" • PUBLICACION IEC 76-2 (1976) "Part 2: Temperature rise" • PUBLICACION IEC 76-3 (1980) "Part 3: Insulation levels and dielectric test" • PUBLICACION IEC 76-4 (1976) "Part 4: Tappings and connections" • PUBLICACION IEC 354 (1972) "Loading guide for oil immersed transformers" 83

• NORMA C.E.ITALIANO 14-4 (1969) "Norme per i trasformatori di potenza" • NORMA IRAM 2250 Transformadores de distribución «Tipificación de características y accesorios». • TENTORI "Cálculo y construcción de máquinas eléctricas ATLAS" C.E.I. U.B.A. 1969 • M. BORSANI "Calcolo e progetto dei trasformatori industriali" Editoriale DELFINO MILANO. • D. BOSETTO, G. CANNAVALE, G. CAPRIO, A. INESI, G. ZAFFERANI "Tecniche di diagnosi per la valutazione dello stato dei trasformatori di grande potenza" L'Energia Elettrica N° 10/1985.

• M. BORSANI "Trasformatori di distribuzione con avvolgimento a nastro" Riv. Elettrificazione N° 9. ENEL "Studi e Ricerche - TRASFORMATORI" N° 15/1977.

• A. BOSSI "Trasformatori di grande potenza -Scelta delle caratteristiche funzionali, prove di collaudo e controlli in esercizio" Conferencia A.E.A. 1983.

• A. BABARE, G. SCENDRATE "Lo «stato dell'arte» di alcuni aspetti la progettazione e della costruzione dei trasformatori e autotrasformatori di grande potenza" Riv. L'Elettrotecnica N° 3 marzo/1982.

• A. BABARE, A. SAVIANO "Importanza del cavo trasposto resinato nella costruzione degli avvolgimenti per trasformatori di grande potenza" L'Elettrotecnica N° 3 marzo/1977.

• ASEA "Power transformer windings" Pamphlet LT 00-103 E Edition 3/1978. • ITALTRAFO SPA "Trasformatori di potenza -Elementi tecnico costruttivi" 4/76. • JEUMONT-SCHNEIDER "Transformateurs de grande puissance" 220-07-01.

84

APENDICE 1 PROBLEMAS DE APLICACION A1.1 INTRODUCCION A1.2 PREPARACION DEL LOTE DE DATOS A1.3 EJECUCION DEL CALCULO A1.4 UTILIZACION DEL PROGRAMA DE DIBUJO A1.5 OTRA FORMA DE PREPARAR LOS DATOS A1.6 REVISION DE RESULTADOS (PARA DOCENTES) A1.7 EJERCICIOS PROPUESTOS A1.7 Tabla de datos para la corrida del programa «TRADIM» A1.8 BIBLIOGRAFIA A1.9 PROBLEMAS [a] PROBLEMA: 1.1 PROBLEMA: 1.2 PROBLEMA: 1.3 PROBLEMA: 1.4 PROBLEMA: 1.5 PROBLEMA: 1.6 [b] PROBLEMA: 1.7 PROBLEMA: 1.8 PROBLEMA: 1.9 PROBLEMA: 1.10 PROBLEMA: 1.11 PROBLEMA: 1.12

85

PROBLEMA: 1.13 PROBLEMA: 1.14 PROBLEMA: 1.15 [c] PROBLEMA: 1.16 PROBLEMA: 1.17 PROBLEMA: 1.18 PROBLEMA: 1.19 PROBLEMA: 1.20 PROBLEMA: 1.21 PROBLEMA: 1.22 [d]

86

APENDICE 1 PROBLEMAS DE APLICACION A1.1 INTRODUCCION En este apéndice se presentan problemas que sirven para poner a prueba los conocimientos adquiridos. Alguno de los enunciados exigen plantear y resolver cálculos dimensionales de la máquina. Otros problemas en cambio plantean soluciones constructivas, experiencia que debe ser observada con atención intentando apropiarse de ella, o temas relacionados con determinados ensayos, cuyo objetivo es comprobar que las características del objeto proyectado y construido satisfacen los valores garantizados. Como se dice en el prefacio esta obra se presenta divida en cuatro volúmenes, a cada uno corresponde un programa o más ligados al tema del volumen y algunos programas auxiliares. Los programas realizan el cálculo electromagnético, dimensional y de pesos aproximados de las distintas partes activas de la máquina correspondiente y de sus características funcionales, y son un importante auxilio para la resolución de muchos problemas, como se experimenta dejándose guiar por las propuestas. Concretamente el programa correspondiente a este volumen resuelve el problema de calcular: • Transformadores trifásicos con núcleo a tres columnas, cinco columnas y transformadores monofásicos de columnas y acorazados siempre del tipo con devanados concéntricos (TRADIM). El programa es de tipo «batch», para ejecutarlo es necesario haber preparado previamente el lote de datos correspondiente que se puede hacer con un editor o bien utilizando la facilidad del programa (interactivo) EDIMAQ, que asiste al usuario en la preparación de un lote de datos o su modificación. Los resultados de la ejecución del programa de cálculo se obtienen direccionando la salida a un archivo en disco. Por último el programa DIBMAQ permite cargar un ejemplo, y luego modificarlo con los datos de diseño obtenidos en la corrida y dibujar cortes longitudinales y transversales de la máquina calculada, variando la ubicación y el tamaño de la ventana de observación. A fin de utilizar este conjunto de programas en una forma eficiente es aconsejable cargarlos en el disco rígido. A título de ejemplo describimos en forma genérica el uso en detalle.

87

A1.2 PREPARACION DEL LOTE DE DATOS Se ejecuta el programa EDIMAQ que presenta un menú que propone el tipo de máquina cuyos datos se desea preparar o modificar. Los datos del problema específico se van ingresando o modificando uno a uno, y cuando se termina debe indicarse el nombre del archivo ("file") en el cual se graba el lote de datos. La preparación de datos también puede hacerse con un editor de textos (NOTEPAD, EDIT, WRITE u otro equivalente pero no WORD). En este caso los registros (renglones) de datos pueden estar separados por renglones de comentarios que inician con "C" o "*", que los identifica, no requieren un encolumnamiento riguroso, pero es indispensable que todos tengan valor aunque sea 0. Si se adopta esta modalidad de trabajo, es decir generar el lote de datos con comentarios, no puede utilizarse el programa EDIMAQ para cambiar valores, este último sólo sirve si el lote de datos no tiene comentarios. A1.3 EJECUCION DEL CALCULO La ejecución de un programa de cálculo, en este caso TRADIM, inicia preguntando donde están los datos, debe responderse indicando el archivo previamente preparado, luego pregunta donde deben ir los resultados debiendo responderse también. Los resultados grabados en un archivo se pueden ver utilizando también para ello alguno de los editores citados o bien la modalidad BROWSE (que muestra sin permitir modificaciones), o el recomendable "shareware" LIST que trabaja en modo análogo . A1.4 UTILIZACION DEL PROGRAMA DE DIBUJO Para aprovechar correctamente las facilidades disponibles, es conveniente iniciar el uso del programa de dibujo disponiendo de la salida de cálculo en papel para leer los datos a medida que el programa los requiere. El programa contiene un ejemplo, y ofrece distintas opciones una de las cuales permite modificar los datos, introduciéndose lógicamente los que corresponden al ejemplo que se desea graficar. El programa permite variar la ventana de observación del dibujo (efecto zoom) a fin de visualizar detalles del mismo. En una de las opciones el programa permite generar un archivo .DXF que puede ser interpretado por los poderosos programas de dibujo "CAD" hoy difundidos en todo el mundo ( AutoCad,  MicroCadam, etc.). A1.5 OTRA FORMA DE PREPARAR LOS DATOS

88

Hemos visto que EDIMAQ prepara un archivo de datos para el cálculo que se quiere desarrollar, como dicho con un editor (EDIT, u otro programa equivalente) es posible introducir modificaciones en este archivo. También puede preparase en esta forma el lote de datos completo, pero esta tarea está dificultada por la falta de guía, es posible entonces preparar los datos agregando renglones de comentarios (que inician con una "C" o un "*" en la primera columna) de manera de ayudar a ubicar correctamente los valores. Para facilitar esta tarea existe un archivo TABLA.TXT que contiene comentarios y espacios disponibles para preparar el lote de datos correspondiente. El programa al ejecutarse salta los renglones de comentarios y solo lee la parte de datos que efectivamente interesan para el caso particular que se encara. Si se desean eliminar de un lote de datos los comentarios el programa SELTAR actuando sobre este archivo separa los renglones que inician con "C" o "*" y que considera de comentarios, de los que no iniciado de esa forma se consideran datos. A1.6 REVISION DE RESULTADOS (PARA DOCENTES) Un programa llamado FILMAQ lee el informe de cálculo de una máquina (cualquiera) y lo sintetiza generando un archivo de datos que utiliza el programa de dibujo. Esta facilidad no debe ser utilizada por los alumnos durante el proceso de aprendizaje ya que el elevado grado de automatización, y la rapidez con que se puede ejecutar el trabajo atentan contra la reflexión y la maduración de los conceptos que se intentan inculcar. A1.7 EJERCICIOS PROPUESTOS A fin de experimentar como se ejecuta el programa se propone un lote de datos correspondientes a un ejemplo que en su momento fue objeto de publicación en la presentación del programa. El interesado en ejecutarlo puede generar un archivo con los datos que se indican en la tabla, debe tenerse cuidado que los datos incluyan en todos los casos el punto decimal, los valores nulos deben evidenciarse con 0.0 (no debe dejarse en blanco el espacio). A1.7 Tabla de datos para la corrida del programa «TRADIM» 1

2

3

4

8

6

7

8

1 NOM (identificación de la corrida) EJEMPLO CALCULO

DE TRANSFORMADOR DE

DISTRIBUCION

Fecha:

2 característica del transformador - flujo - inducción POTKVA

FRE

RELPER

HKFAS

HNUC

WB

B

AFC

315

0

0

0

0

0

0

0

89

3 arrollamiento interior tensión y regulación U(1)

CONEX

REGUL

REGUL

REGUL

REGUL

REGUL

0.4

0

0

0

0

0

0

4 arrollamiento exterior U(2)

CONEX

REGUL

REGUL

REGUL

REGUL

REGUL

13.2

3

-5.

-2.5

0

2.5

5.

5 arrollamiento interior - dimensiones y características HNG(1)

HNC

HNR

DISG

DENC

PESP

RESI

COEAP

0

0

0

0

0

0

0

0

6 arrollamiento exterior HNG(2)

HNC

HNR

DISG

DENC

PESP

RESI

COEAP

0

0

0

0

0

0

0

0

7 distancias características CYUGO

HNESC

COEPER

DD

DB12

DD23

DE

DA

0

0

0

0

0

0

0

0

8 características núcleo HK(1)

HK(2)

HK(4)

FREBW

EBW

DENFE

0

0

0

0

0

0

9 características del hierro: inducción BW

BW

BW

BW

BW

BW

BW

BW

0

0

0

0

0

0

0

0

10 características del hierro: pérdidas específicas WK

WK

WK

WK

WK

WK

WK

WK

0

0

0

0

0

0

0

0

11 características del hierro: intensidad de campo PCC

TCC

TETA0

0

0

0

12 datos para el cálculo de cortocircuito PCC

TCC

TETA0

AAX

0

0

0

0

13 corriente de vacío DELTA

NDELTA

ATP

X0

BREL

0.038

0

1

0

0

90

TRADIM resuelve también los transformadores de 3 arrollamientos, y para ellos el lote de datos tiene dos renglones más, en efecto, se repiten los renglones 3 y 5 para el arrollamiento del medio (entre el interior y el exterior). A1.8 BIBLIOGRAFIA • "EL TRANSFORMADOR, CALCULO Y PROYECTO ASISTIDO POR COMPUTADORA" - J. N. L. Sacchi - A. Rifaldi - Revista Electrotécnica - mayo/agosto 1985.

• "CALCULO AUTOMATICO DE MAQUINAS ELECTRICAS - EL DIBUJO" - J. N. L. Sacchi A.Rifaldi - Revista Electrotécnica - mayo/junio 1989.

A1.9 PROBLEMAS Algunos de los problemas que siguen se han resuelto con una propuesta que no necesariamente es única, mientras que para otros sólo se da su enunciado. El lector, al ejercitarse debe intentar comprender cuales son los caminos que se adoptan para resolver el problema, en base a sus conocimientos tratar de descubrir otros, y explorarlos comparando las soluciones y decidiendo en forma justificada. Durante el curso se plantean algunos problemas para poner a prueba la capacidad de proyecto del alumno, y en este caso es lógico volcar la experiencia hecha en un informe que sirve para transmitir el proyecto, parece conveniente entonces antes de entrar a los ejercicios, tratar brevemente dos temas, ligados a la documentación. CARACTERISTICAS DE LA DOCUMENTACION La documentación es la forma de transmitir las ideas, que unos piensan y otros deben construir. La documentación se desarrolla para plasmar ideas en documentos, que luego se transformarán en realidad. La documentación debe ser presentable, transmisible, reproducible, archivable. Presentable significa que no debe ser susceptible de rechazo, se supone que el ingeniero hace bien su trabajo, en consecuencia sus elaborados son comprensibles, claros, y deberán merecer sólo observaciones menores. Reproducible de manera que las copias que pueden hacerse sean buenas y económicas, de tamaños normales (210 x 297 mm), de color negro. Al adoptar tamaños normales, se facilita la función de archivar los papeles. En los documentos debe volcarse lo necesario, y sólo lo necesario, frecuentemente se hace referencia a normas que les sirven de base, esta modalidad permite enorme claridad en la relación técnica, el vocabulario, los datos, las garantías, los ensayos, la modalidad de uso, etc. Recordemos que las normas regulan las distintas actividades, las

91

instalaciones, la construcción de máquinas y aparatos, los materiales que se utilizan para su construcción, los ensayos, etc. Los documentos pueden clasificarse por su tipo, estos pueden ser textos (memorias de cálculo, especificaciones, planillas de materiales, listas, tablas, informes, etc.) o gráficos, llamados planos (simbólicos, esquemáticos, representaciones, vistas, cortes). Los textos que tienen la apariencia de prosa se deben organizar en párrafos con títulos que indiquen el objeto del párrafo, una memoria tendrá por ejemplo: introducción, objeto, referencias, y si específicamente se trata de cálculo, hipótesis de cálculo, método, algoritmos o programas utilizados, datos específicos, resultados obtenidos, interpretación de resultados, conclusiones, comentarios. Esto facilita la comunicación ya que quien debe leer algo puede llegar al grano rápidamente (siempre que quien escribió no haya escondido el grano bajo otro título), quien trabaja debe entonces aceptar la crítica, es más debe buscarla, el tiempo valioso no es sólo el del que hace, también es importante hacerle ahorrar tiempo a los que utilizan los documentos, quizás quien hace el documento deba emplear más tiempo para que otros lo ahorren. Los documentos constructivos sirven para comprar o para construir, su destinatario es la oficina de compras o de fabricación, las memorias en cambio tienen como destino final el archivo, y se realizan para justificar las decisiones tomadas. El diseño de las máquinas eléctricas rotantes y de los transformadores, es un proceso de ingeniería que podemos dividirlo en las siguientes etapas: • proyecto • diseño básico • diseño de detalle El proyecto básicamente consiste en efectuar el dimensionamiento óptimo, electromagnético y mecánico de la máquina y de su funcionamiento, cuyo objetivo es corrientemente minimizar el costo, incluyendo el de las pérdidas, y al mismo tiempo satisfacer los datos garantizados, definir la disposición y la concepción de los diseños de las distintas partes que componen la máquina y otras limitaciones, como por ejemplo el funcionamiento en condiciones normales y excepcionales. El diseño básico consiste fundamentalmente en un conjunto de planos de los componentes principales de la máquina, dimensionamiento conforme con los cálculos realizados durante el proyecto, donde se detallan las características de diseño, como por ejemplo dimensiones, tolerancias, materiales etc. El diseño de detalle consiste especialmente en un conjunto de planos de los componentes de cada una de las partes de las máquinas, que incorpora el análisis y conversión de normas, materiales, adaptaciones de diseño, etc., que la producción y el comprador requieran.

92

Los documentos son sometidos a controles, para verificar su coordinación, para controlar que sean correctos, quien hace estas tareas no necesariamente posee el programa de cálculo que fue utilizado para hacer el trabajo... pero como ya dijimos, no lo necesita, su función es controlar no hacer... ¿qué debe observar quien controla?, debe preocuparse de que los datos estén bien, hayan sido bien interpretados, que el método de cálculo utilizado sea el adecuado, la precisión sensata, adecuada a los instrumentos con que se verificará luego la construcción... MODALIDAD DE REALIZACION DE LOS INFORMES Para facilitar la preparación de la documentación o informes de los trabajos prácticos realizados con la utilización de los programas de cálculo, se han modificado los programas de cálculo de máquinas, agregándoles una opción de salida con las tablas aptas para ser leídas por Excel, que permite mediante la construcción de gráficos evaluar los resultados obtenidos en el cálculo y facilitar la realización del informe que con los métodos hoy disponibles se debe hacer. Para la utilización de esta ventaja se procede a ejecutar el programa de la forma habitual, es decir se debe indicar el nombre del archivo de datos correspondiente, luego indicar el nombre del archivo de salida (por ejemplo el mismo nombre con extensión imp) y por último el nombre del archivo para las tablas (el mismo nombre pero con extensión csv), que puede ser levantado con Excel. USO Y APLICACIONES DE LOS PROGRAMAS PROBLEMA: 1.1 Calcular la fuerza contraelectromotriz inducida en el circuito magnético que se indica en la figura a1, excitado con una tensión alterna V = 300 V y frecuencia 50 Hz, siendo R la resistencia del devanado y X la reactancia de dispersión.

siendo: R = 0,5

ohm X = 1,5 ohm

N = 80

espiras l = 110 cm 93

a = 35

cm b =40 cm

Sbruta = 100 cm2 fapilado = 0,95

Se calcula la sección neta del núcleo

Para resolver el problema aplicaremos el método de aproximaciones sucesivas, es decir adoptaremos para E (fcem inducida) distintos valores. Se adopta para E = 270 V y con la relación que resulta

se puede calcular el flujo

otra forma de calcular el flujo es partiendo de la relación que permite calcular la fcem E

Conocido el flujo máximo se calcula la inducción máxima

Con este valor de inducción se obtiene de la característica magnética del material utilizado el valor de intensidad de campo que resulta H = 45 Av/cm ver figura a2.

94

Se determina la fmm correspondiente

Se determina el valor de la corriente eficaz mediante

Se puede calcular la caída resistiva, en la reactancia de dispersión y el valor de la reactancia de magnetización

La impedancia total resulta

Con estos resultados se tiene que la tensión aplicada resulta V = 337 V, valor superior al dato del problema. Se repiten los cálculos para diferentes valores de E (fcem), y se obtienen los correpondientes valores de V (tensión aplicada). 95

Con estos valores se construye la característica E = f (V), por interpolación se tiene el valor buscado que resulta E = 258 V (86 % de la tensión aplicada). El problema se puede resolver en forma mucho más eficiente ejecutando dentro del ambiente "WproCalc" el programa "J-Bobina", se obtiene un ejemplo de cálculo "JBobina.dat", que permite una modificacion de datos, y finalmente "J-Bobina.txt" con los resultados de los datos impuestos. PROBLEMA: 1.2 Se conocen los siguientes resultados del cálculo de un transformador trifásico de distribución de 16 KVA, 50 Hz, conexión Dy11, 13.2/0.4-0.231 kV: Caída inductiva UX %

4.0

Caída resistiva UR %

4.1

Tensión de cortocircuito %

5.8

Pérdidas en el hierro W

90

Pérdidas en el conductor totales W

659

Teniendo en cuenta que la norma IRAM 2247 fija para esta potencia los valores de 100 W y 550 W de pérdidas en vacío y cortocircuito respectivamente, y además el valor de la tensión de cortocircuito en 4.5%, se requiere indicar lo siguiente: a) los resultados cumplen con los valores de tolerancia. b) en caso de no ser así que modificaciones se deben hacer para obtener los valores deseados. La tolerancia de las pérdidas individuales es de 15% la de las pérdidas totales 10% y la de la tensión de cortocircuito ± 10%, se observa que las pérdidas en vacío entran en tolerancia mientras que las pérdidas en los devanados superan el valor de tolerancia: (659 - 550) / 550 × 100 = 19.8 %

las pérdidas totales del transformador son: 659 + 90 = 749 W

las de norma: 550 + 100 = 650 W

el apartamiento de las pérdidas totales resulta: (749 - 650) / 650 × 100 = 19.2 %

el apartamiento de la tensión de cortocircuito es:

96

(5.8 - 4.5) / 4.5 × 100 = 29 %

Es necesario con los datos rehacer el cálculo para intentar satisfacer la norma. Se deben reducir las pérdidas en cortocircuito, que dependen de la resistencia de los devanados, y que están ligadas con el diámetro circunscripto de la columna y el número de espiras mediante la relación: UC = 4.44 × NESP × FRE × WB

Como la tensión UC se debe mantener constante, si se aumenta el flujo (20%) se debe reducir el número de espiras, y con él se reduce proporcionalmente la resistencia del devanado, y consecuentemente las pérdidas en cortocircuito en la relación 1/1.2 = 0.83. Además de la relación: AFC = NESP × CC / HB

si se mantiene AFC, como se reduce NESP (a 0.83), se debe reducir la altura HB en la misma proporción. La reactancia de dispersión por fase se calcula con:

donde a su vez EE = ESPARR(1)+ESPARR(2) consecuentemente varía la reactancia con la relación

(o sea 0.83).

La tensión de cortocircuito disminuye en consecuencia, por la reducción de R y de X, pero no lo suficiente, ya que el apartamiento es 30% se debe entonces aumentar el flujo un 30%, y la reducción de los valores de interés será igual a 0.77. El aumento de flujo producirá un aumento de peso del hierro, un aumento de las pérdidas, si hubiera que actuar sobre las pérdidas en vacío lo más conveniente es cambiar el material. PROBLEMA: 1.3 Se conocen los siguientes resultados del cálculo de un transformador trifásico de distribución de 315 KVA, 50 Hz, conexión Dy11, 13.2/0.400 kV: Arrollamiento

Interior

Exterior

Número de espiras para la máxima tensión

34

2041

Densidad de corriente A/mm2

2.7

2.7

97

Sección del conductor mm2

168.4

Altura del bobinado mm

530.0

Espesor del arrollamiento mm

18.0

2.95

19.0

Se requiere explicar que solución constructiva adoptar para realizar ambos arrollamientos, indicando en cada caso el número de capas, dimensiones de la planchuela a utilizar, disposición geométrica de las mismas, como así también de los aislamientos a utilizar en cada caso. a) DEVANADO INTERIOR Se adopta un devanado tipo hélice continua de 2 capas, el número de espiras por capa resulta: 34 / 2 = 17

se debe agregar una espira de relleno por capa para tener en cuenta el efecto de hélice. Una forma de realizarlo es subdiviendo el conductor en 6 planchuelas dispuestas 3 de plano y otras 3 sobrepuestas con la máxima dimensión de la planchuela (sección rectangular) en sentido axial del arrollamiento. La planchuela tiene una aislación total de 0.2 mm (dos capas de papel a media sobreposición de 0.05 mm de espesor), entonces debe ser: HB = NESP × (3a + 6e)

siendo "a" el lado mayor de la planchuela, "e" el espesor del aislante se determina el valor:

De la Norma IRAM 2193 (Planchuelas desnudas de cobre recocido de sección rectangular y cuadrada para bobinados), se adopta una planchuela de 9.5 mm, siendo "b" el otro lado de la planchuela se tiene que la sección del conductor resulta: SECCON = 6 × a × b b = 168.4 / (6 × 9.5) = 2.95 mm

La sección del conductor neta total adoptando b = 3 mm resulta: 6 × 3 × 9.5 = 171 mm2

teniendo en cuenta el radio de curvatura de la planchuela la sección efectiva del conductor resulta igual a 167.5 mm2, y la densidad de corriente: 2.7× 168.4 / 167.5 = 2.71 A/mm2

98

La aislación entre capas se hace con 2 presspan de 0.10 mm de espesor cada uno, la sección del conductor aislado resulta: STB = (3 × 9.5 + 6 × 0.2) × (2 × 3 + 4 × 0.2 + 0.2) = 207.9 mm2

Se determina el espesor de la bobina: ESPARR = 2 × (3× 2 + 4× 0.2) + 0.2 = 13.8 mm

que resulta algo menor que el valor predeterminado teórico por cálculo (ESPARR = 18 mm). Se determina el coeficiente de aprovechamiento (COEAP) que tiene en cuenta la aislación entre espiras y capas (para planchuelas cuya relación entre lados es del orden de 3 a 1, el espesor efectivo de la aislación medido sobre el lado mayor se incrementa por razones constructivas alrededor del 10%) COEAP = 171 / 210.28 = 0.81

con este valor se recalcula el transformador para tener una mejor aproximación de las dimensiones constructivas, densidad, rellenos, etc. Cabe agregar que no se han tenido en cuenta las eventuales transposiciones y el espacio que ellas ocupan (rellenos). b) DEVANADO EXTERIOR Se adopta un devanado de tipo continuo con 1 canal axial intermedio de refrigeración de 6 mm de espesor. La sección pequeña del conductor permite realizar el arrollamiento con conductor redondo aislado con esmalte, cuyo diámetro es:

y se adopta para el conductor aislado 2 mm. El número de espiras por capa resulta: NEC = 530 / 2 = 265 espiras

el número de espiras para la máxima tensión es 2041, por lo tanto el número de capas resulta: NC = 2041 / 265 = 7.7 ⇒ 8 capas

La aislación entre capas se hace con 2 presspan de 0.10 mm cada uno y la bobina se la realiza formada por dos bobinas concéntricas de 4 capas cada una con un canal de 6 mm entre ambas.

99

Se determina el espesor de la bobina: ESPARR = 2 × (4× 2 + 3× 0.2) + 6 = 23.2 mm

que como se observa resulta algo mayor que el obtenido del cálculo (ESPARR = 19 mm). El canal se lo realiza con distanciadores pegados sobre un presspan de 0.2 mm de espesor, y como soporte de la 5ta. capa se utiliza también un presspan de 0.2 mm, de este modo la dimensión efectiva del canal resulta igual a 5.6 mm. La derivaciones que se conectan al conmutador se realizarán en la última capa aislando adecuadamente las respectivas salidas. Análogamente a lo indicado para el devanado interior se debe proponer el nuevo coeficiente de aprovechamiento y recalcular el transformador para mejorar la aproximación. PROBLEMA: 1.4 Se conocen los siguientes resultados del cálculo de un transformador trifásico de distribución de 630 KVA, 50 Hz, conexión Dy11, 13.2/0.400 kV cuyo núcleo es del tipo de columnas con juntas con chapas intercaladas con cortes a 45 grados: Número de espiras de BT

22

Inducción columna B Wb/m2

1.72

Altura de la ventana HV mm

621

Distancia entre ejes de columnas DIAM(18) mm

365

Relación de áreas yugo/columna

1

Tipo de material del núcleo (ANSI)

M-5

Entrehierro equivalente de una junta del núcleo mm

0.03

Pérdidas en el hierro WW W

1456

Peso aproximado total del núcleo kg

763

teniendo en cuenta que las corrientes magnetizantes no son iguales en las tres fases, dada la asimetría del circuito magnético, calcular el valor eficaz de la corriente de vacío media referida a la corriente nominal. In = S / (√ 3 Un) = 630 / (√ 3 × 0.4) = 909.33 A

Se deben determinar los amperespiras necesarios para producir un cierto flujo en un circuito magnético, que tiene una determinada geometría, constituido por chapa magnética de una determinada calidad, teniendo en cuenta que la reluctancia de las juntas aumenta la corriente magnetizante del transformador y en consecuencia la corriente de vacío.

100

Se puede evaluar el valor medio de las tres corrientes magnetizantes para este tipo de núcleo con la expresión:

donde: HV: altura de la columna (m) H1: intensidad de campo en la columna (Ae/m) DIAM(18): distancia entre ejes de columnas (m) H2: intensidad de campo en el yugo (Ae/m) B: inducción en la columna (Wb/m2) delta: entrehierro equivalente de una junta (m) N: número de espiras En este caso H1 = H2 y de la curva H = F(B) correspondiente al material que se utiliza (que se obtiene de los catálogos de fabricantes de materiales magnéticos), resulta H = 84 A/m. Finalmente la corriente magnetizante resulta Im = 3 A y en valor relativo 100 × 3/909.3 = 0.33 %. PROBLEMA: 1.5 Para un transformador trifásico de tres arrollamientos de 15/10/15 MVA, relación 132 kV +5% -20% / 34.5 kV ± 2.5 ± 5% / 13.8 kV, 50 Hz, conexión Yy0, Yd11, refrigeración ONAF, se dispone del ensayo de cortocircuito binario entre AT y BT de los siguientes resultados: Perdidas medidas Kw

35.21

Corriente de ensayo A

41

Tensión de ensayo kV

14.9

Temperatura ambiente durante el ensayo C °

23.5

Resistencia de AT entre bornes de linea y neutro Ohm

2.853

Resistencia de BT entre bornes de linea Ohm

0.0402

teniendo en cuenta que las pérdidas adicionales son inversamente proporcionales al coeficiente de referencia de resistencia por temperatura, calcular para la temperatura prescripta por las Normas:

101

a) las pérdidas adicionales; b) la tensión de cortocircuito; comentar para una máquina de estas características, que incidencia tiene en la determinación de la tensión de cortocircuito, no tomar en cuenta la corrección por temperatura. potencia base 15 MVA corriente base 15 / (√ 3 × 132) = 65.7 A corriente base 15 / (√ 3 × 13.8) = 628.3 A pérdidas medidas correspondientes a potencia nominal kW

pérdidas joule calculadas arrollamiento de AT (Y)

para cada arrollamiento en particular para el

3 × 65.72 × 2.853 = 36.94 kW

en cambio para el arrollamiento de BT (D) se debe tener en cuenta que la medida ha sido realizada entre dos bornes del triángulo, se ha medido la resistencia de una fase en paralelo con las otras dos en serie, y se debe obtener la resistencia de la estrella equivalente, lo que justifica el factor 1.5 / 3 kW

pérdidas joule totales = 60.74 kW pérdidas adicionales = 90.41 - 60.74 = 29.67 kW coeficiente de temperatura = (235 + 75) / (235 + 23.5) = 1.20 pérdidas joule referidas a 75 °C = 1.20 × 60.74 = 72.89 kW pérdidas adicionales a 75 °C = 29.67 / 1.20 = 24.73 kW tensión de cortocircuito 14.900 × (65.7/41) × 100/132 = 18.08 %

componente activa 90.41 × 100 / 15000 = 0.60 %

componente reactiva 102

componente activa a 75 °C 1.2 × 0.60 = 0.72 %

tensión de cortocircuito a 75 °C

se observa que las correcciones de la tensión de cortocircuito por temperatura, para una máquina de estas características, no tienen importancia práctica. PROBLEMA: 1.6 Un transformador de 500 kVA, 50 Hz, conexión Dy11, relación 13.2/0.4-0.231 kV, regulación ± 2 × 2.5 %, tiene una tensión de cortocircuito de 5 % y una componente resistiva de 2 %. Conectado a la red de media tensión que le entrega la correspondiente tensión nominal, alimenta una carga que absorbe (en baja tensión) 497 kVA con un factor de potencia 0.8, se requiere determinar lo siguiente: a) ¿para la situación enunciada, cuál es la tensión en bornes de la carga, y cuál es la corriente que entrega el transformador (y que determina su estado de carga)? b) ¿si se desea aumentar la tensión en bornes de la carga llegando lo más próximo posible a 400 V, la carga se mantiene constante (es independiente de la tensión, suponer que se trata de motores), en que punto debe ponerse el conmutador? c) ¿una vez efectuada la maniobra cuál es la tensión en bornes de la carga? Ucc = 5%; Ur = 2%;

potencia base 500 kVA tensión base 0.4 kV corriente base 500 / (√ 3 × 0.4) = 722.54 A la caída de tensión para la corriente nominal y factor de potencia 0.8 es: (Ur × cosϕ + Ux × senϕ ) I/Ib = 2.0 × 0.8 + 4.58 × 0.6 = 4.348 %

en esta condición la tensión del lado BT es: (1 - 0.04348) × 0.4 = 0.3826 kV

103

la corriente entregada por el transformador si su carga fuera la indicada en el problema resulta: 497 / (√ 3 × 0.383) = 750 A

en estas condiciones la caída de tensión resulta mayor en proporción a la mayor corriente, cambiando la tensión y obteniéndose una nueva corriente: 4.348 × 750 / 723 = 4.510 % (1 - 0.04510) × 0.4 = 0.382 kV 497 / (√ 3 × 0.382) = 752 A

este ciclo puede repetirse lográndose una mejor aproximación que a los fines prácticos no se justifica en nuestro caso. El estado de carga del transformador resulta: 752 / 723 = 1.04 = 104 %

debiendo considerarse con una cierta sobrecarga. Si la tensión del lado BT se modifica, actuando sobre el conmutador llevándolo a la posición +5% suponiendo además que la impedancia se mantiene constante, entonces: (1.05 - 0.04348) × 0.4 = 0.4026 kV 497 / (√ 3 × 0.403) = 713 A 4.348 × 713 / 723 = 4.29 % (1.05 - 0.0429) × 0.4 = 0.403 kV

debe notarse que la corriente de carga resulta menor que la nominal. Si en cambio se lleva el conmutador a la posición +2.5% entonces: (1.025 - 0.04348) × 0.4 = 0.393 kV 497 / (√ 3 × 0.393) = 731 A 4.348 × 731 / 723 = 4.39 % (1.025 - 0.0439) × 0.4 = 0.392 kV

se observa que la tensión se aparta más de los 0.4 kV deseados y además se sobrecarga ligeramente el transformador. PROBLEMA: 1.7

104

Se conocen los siguientes datos de un autotransformador trifásico: Tipo de núcleo

columnas

Potencia

150 MVA

Tensión

220/132 kV

Conexión

Yy0

Frecuencia

50 Hz

se desea saber que valor de flujo adoptar para su dimensionamiento. Ver figura a3

UCAT = 220 / √ 3 = 127 kV IAT = 50000 / 127 = 393.7 A UCBT = 132 / √ 3 = 76.2 kV IBT = 50000 / 76.2 = 656 A

la corriente en la rama común resulta: IRC = 656 - 393.7 = 262.3 A

si se conecta como transformador equivalente la tensión del lado de alta es: Ver figura a4 finalmente la potencia de este transformador resulta:

105

POT = 50.8 × 393.7 = 20 MVA = 76.2 × 262.3 = 20 MVA

en consecuencia la potencia de dimensionamiento de un autotransformador trifásico de 150 MVA resulta igual a 3 × 20 = 60 MVA correspondiente a un transformador trifásico equivalente. PROBLEMA: 1.8 Se conocen los siguientes resultados del cálculo de un transformador trifásico de distribución de 630 kVA, 50 Hz, conexión Dy11, 13.2/0.4-0.231 kV: Flujo

0.0473 Wb

Densidad lineal

35 A/mm

Altura del bobinado

571 mm

Densidad de corriente BT

2.97 A/mm2

Densidad de corriente AT

2.83 A/mm2

Inducción en la columna

1.72 T

Caída inductiva UX

3.79%

Caída resistiva UR

1.15%

Tensión de cortocircuito

3.96%

Pérdidas en el hierro

1456 W

Pérdidas en el conductor totales

7221 W

Material utilizado para el núcleo

M-5

106

En nuestro país la norma IRAM 2250 (Norma del Instituto Argentino de Racionalización de Materiales) fija para esta potencia los valores de 1600 W y 8000 W de pérdidas en vacío y cortocircuito respectivamente, y además el valor de la tensión de cortocircuito en 4%, con una tolerancia de las pérdidas individuales del 15%, de las pérdidas totales del 10% y de ± 10% para la tensión de cortocircuito. En el caso de utilizar este transformador en una red de la misma tensión pero de 60 Hz se requiere indicar lo siguiente: a) que incidencia tiene el cambio de frecuencia en las pérdidas y la tensión de cortocircuito, y si se cumplen los valores de tolerancia fijados por la norma antes citada. b) en caso de no ser así que modificaciones de diseño se deberían introducir para obtener los valores deseados. PROBLEMA: 1.9 Calcular un transformador de 630 KVA, 60 Hz, conexión Dy11, relación 13.2/0.4000.231 kV. El objetivo del trabajo consiste en describir en forma sintética los razonamientos realizados para calcular el transformador especificado. El cálculo se puede iniciar realizando una experiencia previa de un transformador destinado a una red de 50 Hz, que luego será utilizado a los fines comparativos con una máquina de iguales características a las especificadas, pero para 60 Hz. En base a la experiencia previa se puede preparar el lote de datos imponiendo además de la potencia, tensión, relación de pérdidas y campo de regulación, los registros que se indican a continuación, dejando los demás registros iguales a cero: Frecuencia

50 Hz

Flujo

0.048 Wb

Inducción en la columna

1.72 T

Densidad lineal

35 A/mm

Número de capas BT

2

Número de capas AT

10

Número de rellenos por capa BT

2

Número de rellenos por capa AT

10

Densidad de corriente BT

2.97 A/mm2

Densidad de corriente AT

2.83 A/mm2

los resultados de cálculo se han resumido en la columna correspondiente a la Alternativa 1 de la TABLA DE VALORES COMPARATIVOS.

107

En nuestro país la norma IRAM 2250 (Norma del Instituto Argentino de Racionalización de Materiales) fija para esta potencia los valores de 1600 W y 8000 W de pérdidas en vacío y cortocircuito respectivamente, y además el valor de la tensión de cortocircuito en 4%, con una tolerancia de las pérdidas individuales del 15%, de las pérdidas totales del 10% y de ± 10% para la tensión de cortocircuito. Evaluando los resultados resumidos en la tabla se considera que los mismos son satisfactorios. Pero el objetivo es calcular un transformador para 60 Hz, razón por la cual se mantienen los mismos registros arriba indicados, cambiando solamente la frecuencia. Se adoptan como valores de garantía 1600 W para las pérdidas de vacío y 8000 W para las de cortocircuito, y 4% para la tensión de cortocircuito. Volvemos a calcular la máquina obteniéndose los resultados que se han volcado en la columna Alternativa 2. Como se puede observar aumentó ligeramente el diámetro del núcleo debido a que el valor de flujo adoptado es un poco mayor, el error de relación está dentro de los valores admitidos, se redujo la altura del bobinado, el peso de las bobinas y el peso del núcleo, resultado una máquina más liviana. Cada una de estas variaciones se justifica por las simples relaciones que vinculan las variables en juego, y se propone al lector tratar de explicar el origen de estas. Las pérdidas en el hierro aumentan con la frecuencia, a pesar de la disminución del peso del núcleo, y se observa que este valor supera el adoptado como valor garantizado, sin superar el valor de tolerancia (1600 × 1.15 = 1840 W), por lo que este dimensionamiento podría ser aceptado. Las pérdidas en el conductor se reducen con el número de espiras y consecuentemente la relación de pérdidas (cobre/hierro) calculada. La tensión de cortocircuito que por un lado aumenta con la frecuencia y además con la disminución de la altura del bobinado (inversamente proporcional a ella), se reduce con el número de espiras al cuadrado, y está dentro de los valores de tolerancia. Frente a estos resultados se considera conveniente disminuir las pérdidas en el hierro, para lo cual se propone utilizar un material de menores pérdidas específicas como por ejemplo M-4 (el programa contiene datos correspondiente a una chapa calidad M-5). Como la reducción de pérdidas seguramente ha sido importante, lo cual se puede constatar con una corrida, se estima conveniente aumentar en un 2% la inducción en la columna llevándola a 1.75 T, esto traerá aparejado por un lado una disminución del peso del núcleo, y por otro un aumento de las pérdidas específicas. TABLA DE VALORES COMPARATIVOS

108

Magnitud

Alternativa 1

Alternativa 2

Alternativa 3

BT

AT

BT

AT

BT

AT

Número de espiras por capa

12

133

10

109

11

121

Número de espiras totales

22

1320

18

1080

20

1200

Flujo adoptado Wb

0.0473

0.0482

0.0433

Error de relación para

-0.026

-0.026

-0.026

Diámetro del núcleo mm

200

202

190

Altura del bobinado mm

571

468

519

Peso total de las bobinas kg

343

283

273

Peso aprox. total núcleo kg

763

712

642

Pérdidas en el hierro W

1456

1794

1549

Pérdidas en el conductor W

7221

5959

6810

Relación de pérdidas calculadas

4.96

3.32

4.40

Caída inductiva %

3.79

3.77

3.80

Caída resistiva %

1.15

0.95

1.08

Tensión de cortocircuito %

3.96

3.89

3.96

tensión máxima %

Si bien la tensión de cortocircuito está dentro de los valores de tolerancia, como dicho, se considera conveniente aumentarla para acercarse al valor de garantía, para lo cual se propone disminuir el flujo en la proporción adecuada para ajustar el número de espiras, 0.9 para pasar de 18 a 20. Por último como las pérdidas en el conductor (cortocircuito) son bajas, se puede aumentar la densidad de corriente en ambos arrollamientos, pero cuidando de mantener la carga térmica dentro de valores aceptables. Se cambian entonces los siguientes registros: Flujo Wb

0.0456

Inducción en la columna T

1.75

Densidad de corriente BT A/mm2

3.20

Densidad de corriente AT A/mm2

3.10

Inducción, pérdidas: T

W/kg

1 0.0

0.00

2 1.0

0.36

109

3 1.1

0.43

4 1.2

0.52

5 1.3

0.60

6 1.4

0.70

7 1.5

0.84

8 1.6

1.00

9 1.7

1.20

y volvemos a calcular la máquina obteniéndose los resultados que se indican en la columna Alternativa 3. Queda a criterio del proyectista realizar ulteriores aproximaciones que permitan un diseño aún mejorado. PROBLEMA: 1.10 Describa cuales son los ensayos que se deben realizar a un transformador para comprobar que la máquina en examen ha sido proyectada y construida para soportar todas las solicitaciones dieléctricas a las cuales podrá estar sometida en servicio, En base a los requerimientos básicos indicados por las normas, cuales son los criterios que el usuario debe utilizar para especificar estos ensayos. PROBLEMA: 1.11 Describa cual es el ensayo que se debe realizar a un transformador para comprobar que el mismo ha sido proyectado y construido para la potencia que el fabricante indica en la placa de características. Explicar que factores pueden incidir en los resultados de este ensayo y que precauciones se deben adoptar para asegurar la validez del mismo. PROBLEMA: 1.12 Se conocen los siguientes datos de un transformador monofásico de 110 kVA, 60 Hz, 2.2/0.110 kV: Resistencia AT Ohm

0.22

Resistencia BT mOhm

0.5

Reactancia AT Ohm

2.0

Reactancia BT mOhm

5.0

Resistencia equivalente pérdidas núcleo kOhm

5.5

Reactancia de magnetización kOhm

1.1

110

Durante un día el transformador tiene el siguiente ciclo de carga: 4 h sin carga; 8 h a ¼ de carga con factor de potencia de 0.8; 8 h con ½ carga con factor de potencia unitario; y 4 h a plena carga con factor de potencia unitario. Suponiendo que el valor de pérdidas en el núcleo de 1346 kW permanece constante, se requiere calcular cuanto vale el rendimiento diario para este transformador. PROBLEMA: 1.13 Se dispone de un transformador trifásico de 40 MVA, 132/34.5 kV, 50 Hz, regulación ± 10%, tipo de conexión Yy0, refrigeración ONAF, que ha sido utilizado durante aproximadamente 10 años. Se requiere utilizarlo en una red de 60 Hz, y con relación de transformación 132/13.8 kV, no existiendo otras exigencias particulares. La primera alternativa a considerar es la realización de un nuevo devanado de 13.8 kV para reemplazar el existente de 34.5 kV. Para las nuevas condiciones de funcionamiento como se sabe aumentará la tensión de cortocircuito, variarán las pérdidas en el hierro, y se deberá tratar de conservar las condiciones de funcionamiento térmico originales. Como el desmontaje del arrollamiento de media tensión implica también tocar el arrollamiento de alta tensión, es natural en una segunda alternativa proponer reproyectar ambos devanados, intentando una mejor utilización del núcleo, y obteniendo como consecuencia un incremento en la potencia de la máquina. Finalmente un análisis técnico-económico orientará en la selección de la mejor entre las alternativas propuestas. El cálculo se puede iniciar realizando el proyecto (como experiencia previa) del transformador disponible, para poder conocer algunos datos de diseño que luego se tomarán como referencia para poder considerar las distintas alternativas de utilización arriba indicadas. El lote de datos, que un proyectista con buena sensibilidad puede preparar, además de imponer la potencia, tensión, relación de pérdidas y campo de regulación, incluirá los registros que se indican a continuación, dejando los demás iguales a cero: Frecuencia

50 Hz

Relación pérdidas Cu/Fe

6

Flujo

0.3438 Wb

Inducción en la columna

1.75 T

Densidad de corriente BT

2.95 A/mm2

Densidad de corriente AT

2.95 A/mm2

Coeficiente aumento pérdidas

1.20

111

Distancia entre bobinados

35.5 mm

Distancia externa entre bobinados

110.0 mm

Distancia yugo arrollamiento

100.0 mm

Material magnético

M-4

los resultados de cálculo se han resumido en la columna correspondiente a la Alternativa 1 de la TABLA DE VALORES COMPARATIVOS. El próximo paso consiste en recalcular el transformador para las condiciones de funcionamiento requeridas, es decir, una relación de transformación 132/13.8 kV y una frecuencia de 60 Hz. Como las dimensiones del núcleo deben ser las mismas, se debe ajustar el flujo y la inducción para que se satisfaga esta condición, obteniéndose los valores que se indican en la columna correspondiente a la Alternativa 2 de la TABLA DE VALORES COMPARATIVOS. TABLA DE VALORES COMPARATIVOS Magnitud

Alternativa 1

Alternativa 2

Alternativa 3

MT

AT

MT

AT

MT

AT

Número de espiras totales

261

1098

104

1094

96

1052

Flujo adoptado Wb

0.343768

0.287575

0.311539

Error de relación para

-0.043

-0.024

-0.009

Inducción columna T

1.75

1.46

1.58

Diámetro del núcleo mm

526

526

526

Densidad lineal A/mm

100

100

104.6

Altura del bobinado mm

1739

1732

1727

Peso total de las bobinas kg

7429

7380

7578

Peso aprox. total núcleo kg

15832

15788

15869

Pérdidas en el hierro W

28935

24438

28152

Pérdidas en el conductor W

173267

172118

182744

Relación de pérdidas calculadas

5.98

7.04

6.49

Caída inductiva %

9.32

11.12

10.87

Caída resistiva %

0.43

0.43

0.41

Tensión de cortocircuito %

9.33

11.12

10.88

Tensión máxima %

112

Se observa que las dimensiones del núcleo prácticamente son las mismas, a pesar del incremento de la frecuencia como el valor de la inducción se redujo, disminuyen las pérdidas en el hierro, las pérdidas en el conductor prácticamente se mantienen constantes, y la tensión de cortocircuito se incrementa por el cambio de la frecuencia. En este caso el valor de la inducción en la columna resulta bajo, por lo cual intentaremos tratar de lograr una mejor utilización del núcleo incrementando el flujo, pero como la tensión esta impuesta reduciendo en la misma proporción el número de espiras. Para mantener la sección de la columna constante se debe aumentar la inducción en la misma proporción que el flujo. Como la altura del devanado debe ser la misma, se debe ajustar el valor de la densidad lineal de corriente: AEMM = NESP × CC / HB

teniendo en cuenta que el número de espiras se redujo en un 7.6%, para mantener constante la tensión de cortocircuito que se considera aceptable, recordando que la reactancia de dispersión se reduce cuadráticamente con la disminución del número de espiras, se debería incrementar la corriente en un 14.7%. Se adoptó para el cálculo de esta última alternativa, una potencia de 45 MVA, es decir, un 12.5% mayor que la de la máquina de referencia. Tomando siempre como referencia la Alternativa 1, las pérdidas en el conductor aumentaron un 5.4%, mientras que las del hierro disminuyeron un 2.7%. La relación de pérdidas calculadas aumentó en un 8.5% y las pérdidas totales en 4.3%, razón por la cual se puede suponer que la máquina se encuentra en condiciones térmicas similares a la de referencia. Sin entrar en mayores detalles constructivos de los distintos devanados, para una máquina como esta cuyo arrollamiento de AT es siempre del tipo a discos, la carga térmica: AEMM × DENC = 313.8

se encuentra dentro de valores normales. No obstante el cálculo térmico permitiría asegurar con mayor rigor si este mejor aprovechamiento del núcleo, conduce a que los valores de temperatura tanto para el aceite como para los devanados están dentro de los exigidos por las normas. PROBLEMA: 1.14 Se propone utilizar el programa de cálculo del transformador, obteniendo las características del material, y la característica magnética del diseño, a fin de integrar con esta documentación un informe.

113

Con el lote de datos del archivo "procap1.dat" que corresponde a un transformador de distribución de 315 kVA, se prepara el cálculo Se ejecuta el programa de la forma habitual, indicando el nombre del archivo de datos correspondiente, luego indicar el nombre del archivo de salida (por ejemplo el mismo nombre con extensión imp) y por último el nombre del archivo para las tablas (por ejemplo con extensión txt), este ultimo archivo es el que debe levantarse con el Excel. Desde el Excel se llama el archivo, cliquear "Archivo/Abrir" (para encontrarlo seleccionar tipo de archivo *.txt), en el cuadro de diálogo "Abrir", el asistente para importar pregunta tipo de datos, indicar delimitados, en el paso siguiente indicar separador punto y coma, y se importan los datos. Con los datos en la planilla se definen los valores que se grafican y se observa la característica de vacío figura a5, también se puede controlar la característica de magnetización y de pérdidas del material magnético utilizado.

PROBLEMA: 1.15 El ensayo de tensión inducida para transformadores con aislación uniforme se realiza, como regla, aplicando a cada devanado una tensión igual al doble de la tensión nominal, pero la tensión de ensayo eficaz entre fases de un transformador trifásico no debe exceder los valores indicados en la Norma IEC 76-3 Tabla II o III (según corresponda), columna 2. Si el devanado tiene un terminal de neutro, este debe ser puesto a tierra durante el ensayo.

114

Para transformadores con aislación gradual se utilizan los mismos criterios, pero se debe tener en cuenta en este caso que el nivel de aislación necesario para el terminal de neutro depende de si éste está conectado rígidamente a tierra o no. En el caso de estar conectado permanentemente a tierra o a través de un transformador de corriente pero sin adicionar ninguna impedancia en la conexión, la tensión de ensayo debe ser como mínimo de 38 kV. No se recomienda realizar ningún ensayo de impulso al terminal de neutro, durante este ensayo debe estar conectado directamente a tierra. Para un transformador de tres arrollamientos con aislación gradual, cuya potencia es 15/10/15 MVA, sus tensiones 132 +5% -20%/34,5± 2× 2,5%/13,8 kV y el grupo de conexión Y/y/d, se realizó el ensayo de tensión aplicada (50 Hz durante 60 seg) aplicando un valor de 70 kV para los devanados de AT y MT y 34 kV para el devanado de BT. El ensayo de tensión inducida se realizó, aplicando a cada una de las fases del devanado de AT un valor de 185 kV eficaces durante 38 seg. Para realizar el ensayo se utilizó un alternador monofásico cuya frecuencia es de 200 Hz, y por razones inherentes a las instalaciones de la sala de ensayo se lo alimentó por el devanado de 13,8 kV. La figura muestra un esquema del circuito utilizado y aceptado por las normas, obsérvese que la tensión del neutro del devanado de AT resulta 1/3 de la tensión de ensayo figura a6.

Se desea saber si los valores de tensión utilizados están de acuerdo con lo especificado por la Norma IEC 76-3 para este tipo de transformadores, en caso contrario que conclusión se puede obtener de estos ensayos. PROBLEMA: 1.16 La norma IRAM 2250 establece las características generales y tipifica los accesorios correspondientes a transformadores trifásicos de distribución en aceite, con 115

refrigeración natural, con tensión secundaria nominal de 400 V, tensión primaria nominal de 13,2 kV y 33 kV y potencia nominal desde 25 kVA hasta 1000 kVA inclusive. La figura a7 muestra para un transformador normal de uso general para plataformas aéreas y a nivel y para cámaras o interior donde no exista limitaciones de dimensiones (tipo I), la disposición de los aisladores en la tapa y denominación de las fases, y de los accesorios.

116

La distancia en aire entre las partes metálicas bajo tensión, de los bornes de fases distintas y entre ellas y masa deberá ser como mínimo de 200 mm para 13,2 kV y de 300 mm para 33 kV. Para la baja tensión las distancias mínimas entre bornes serán de 90 mm, y entre éstos y masa 60 mm. Estas dimensiones se podrán reducir para transformadores de potencia menor a 125 kVA a 70 mm y 50 mm respectivamente.

117

En la figura a8 se observa la ubicación del relé Buchholz y la disposición del tanque conservador de aceite en la tapa del transformador.

La disposición del tanque conservador de aceite debe garantizar que aún para la condición de mínimo nivel de aceite, éste se encuentre por encima de la parte superior de los aisladores de media tensión, para evitar que pueda quedar en la parte superior una oclusión de aire.

118

La figura a9 que corresponde a un aislador para 13,2 kV y la figura a10 para 33 kV se indican las respectivas dimensiones.

119

La figura a11 corresponde a los aisladores de baja tensión que se clasifican en distintos tipos según el rango de corriente nominal.

120

Cuando se requiere los aisladores podrán disponer de explosores a cuernos de dos etapas, de acero cincado, cuyas medidas y separación se indican en la figura a12 para 13,2 kV y en la figura a13 para 33 kV.

121

Los niveles de protección de los explosores de cuernos para una onda de impulso de 1,2/50 µ s se indican en la tabla siguiente.

1er nivel

2do nivel

13,2 kV

33 kV

0% : 60 kV

0% : 114,8 kV

100% : 65 kV

100% : 119,6 kV

0% : 73,5 kV

0% : 135,5 kV

100% : 85 kV

100% : 152,5 kV

122

La norma IRAM 2247 establece los requisitos que deben cumplir los transformadores trifásicos para electrificación rural en aceite, con refrigeración natural con tensión primaria nominal de 13,2 kV y tipifica sus accesorios. La figura a14 muestra la disposición de las partes del transformador.

Las distancias en aire entre partes metálicas bajo tensión, correspondientes a bornes de fases distintas y entre ellas y masa, será como mínimo 200 mm para la alta tensión. Las

123

distancias mínimas entre bornes de baja tensión será 70 mm y entre éstas y masa 50 mm. PROBLEMA: 1.17 A continuación se describen sin pretender profundizar en los detalles de realización, algunos aspectos constructivos de los devanados utilizados en transformadores en aceite tanto de distribución como de potencia y en transformadores secos. Los arrollamientos de baja tensión de los transformadores de distribución en aceite se realizan con planchuela de sección rectangular de cobre electrolítico de pureza 99.9 % de alta conductividad, de cantos redondeados, también se puede utilizar aluminio. Las planchuelas se aislan encintándolas con papel (clase A) como se explica en el PROBLEMA 1.3. Si la potencia del transformador es modesta los arrollamientos de media tensión, para secciones de hasta 10 mm2, pueden ser realizados con conductor de sección circular aislados con esmalte o papel. Si se trata de transformadores secos, que según su forma constructiva pueden ser del tipo impregnados con presión al vacío o encapsulados, los conductores se aislan con fibra de vidrio (clase F). El encapsulado es la operación fundamental del proceso de fabricación y debe realizarse y controlarse rigurosamente para conseguir las características óptimas tanto de aislamiento (escaso nivel de descargas parciales) como mecánicas. En síntesis consiste en llenar un molde, que contiene las bobinas con una masa de colada líquida. Esta masa tiene tres componentes fundamentales: resina epoxi, endurecedor y carga mineral (harina de cuarzo), los cuales después de secados y acondicionados se mezclan a fondo y se desgasifican bajo vacío. Los arrollamientos llevados a la dimensión requerida, se colocan en el molde correspondiente y se introducen en un autoclave, que está conectado con el recipiente que contiene la masa de colada. Después de secarlos y estando todo el conjunto bajo vacío se procede a llenar el molde con la masa de colada, por gravedad. Una vez lleno el molde comienza el proceso de endurecimiento por polimerización de la resina con temperatura controlada, pasadas algunas horas la masa se solidifica y se puede retirar la bobina del molde. Algunos constructores disponen de maquinaria especial para realizar los devanados de baja tensión en folio, como se observa en la figura a15, esta técnica consiste en enrrollar, sobre un soporte cilíndrico una lámina que puede ser de cobre o aluminio, junto con otra de un aislamiento flexible como por ejemplo nomex.

124

La aplicación de esta técnica, junto con el empleo de aislamientos preimpregnados, permite obtener arrollamientos compactos, resistentes a la humedad, alta conductividad térmica en sentido axial y muy buen comportamiento frente a los esfuerzos dinámicos que se producen en un cortocircuito. Algunos constructores también utilizan la técnica de bobinado en folio para transformadores de distribución en aceite tanto para la baja tensión como para la alta tensión. Para la alta tensión, la sección del conductor necesaria es normalmente pequeña, de modo que una lámina de altura igual a la columna resultaría muy delgada haciendo imposible su construcción. Se recurre por lo tanto a la construcción de bobinas con láminas de menor ancho y mayor espesor.

Estas bobinas se construyen en forma similar a las de baja tensión, y se colocan una sobre otra como un tradicional arrollamiento a discos donde el aislamiento entre espiras y entre capas coincide. La solicitación de la galleta durante el ensayo con onda de impulso resulta modesta, debido a la elevada capacidad serie entre espiras. El espesor del aislante se determina por lo tanto más que por la solicitación dieléctrica por las exigencias mecánicas de los arrollamientos. El aislante sobresale ligeramente en ambos extremos del folio, para garantizar la capacidad de soportar las solicitaciones dieléctricas en los bordes de la galleta. La figura a16 muestra un transformador de distribución en aceite de 160 kVA, 15/0.4 kV construido con conductores en folio tanto los devanados de alta como de baja tensión. Los devanados son de amper espiras compensados para cualquier posición del variador de relación de transformación, por lo tanto se eliminan las fuerzas axiales adicionales debidas a los esfuerzos electrodinámicos de cortocircuito. Es importante tener presente, que a igualdad de conductancia, la resistencia a la tracción del aluminio es inferior a la del cobre, si bien no afecta en modo sustancial la capacidad de soportar solicitaciones electrodinámicas durante un cortocircuito, debe ser considerado por el proyectista durante el diseño.

125

En cambio los arrollamientos de los transformadores de potencia se realizan siempre con planchuela de cobre electrolítico de pureza 99.9 % de alta conductividad, de cantos redondeados, obtenida por trefilación, en casos particulares pueden ser realizados en aluminio.

El arrollamiento cilíndrico del tipo a tambor ver figura a17, con ejecución con cabeza plana permite asegurar una racional disposición de las estructuras aislantes, con una segura resistencia a los esfuerzos de cortocircuito.

126

Este tipo de arrollamiento es particularmente utilizado para arrollamientos compensadores, parte gruesa de las regulaciones y, alguna vez, para las bajas tensiones realizadas en varios estratos.

El arrollamiento cilíndrico de tipo a tambor múltiple de varios comienzos ver figura a18 es usado especialmente para la ejecución de la regulación fina.

127

128

El arrollamiento cilíndrico del tipo a hélice ver figura a19, se usa especialmente para las bajas tensiones. Se utilizan planchuelas de sección no superior a 30 ÷ 40 mm2.

Las planchuelas se pueden disponer de costado o de plano, cuando por razones constructivas se ponen sobrepuestas se presenta el problema de la distribución de la corriente entre las diversas planchuelas en paralelo y deben realizarse transposiciones. Cuando las proporciones del arrollamiento son tales que el espesor no es más despreciable con respecto a su altura, la variación de la inducción no es más lineal y en consecuencia varía apreciablemente en las distintas secciones del arrollamiento. En la proximidad de las cabezas la presencia de los yugos causa también una irregularidad local en la distribución del flujo de dispersión, debiéndose estudiar un adecuado esquema de transposiciones. El arrollamiento cilíndrico del tipo a hélice múltiple ver figura a20, puede ser doble o cuádruple (como en la figura). El arrollamiento es usado especialmente para las bajas tensiones con intensidades de corriente muy fuertes.

129

Otro tipo de arrollamiento en planchuela es el denominado a disco continuo ver figura a21 que se utiliza en la mayor parte de los arrollamientos de media y alta tensión.

130

Cuando se requiere también se puede realizar un arrollamiento a doble disco como se observa en la figura a22.

El arrollamiento cilíndrico del tipo a disco continuo a espiras intercaladas, que se observa en la figura a23, cuando es sometido a una solicitación a tensión de impulso, permite obtener una distribución de la tensión que se aproxima a distribución lineal (para mayor detalle ver Capítulo 1.14).

131

132

PROBLEMA: 1.18 Se propone preparar el lote de datos y calcular un transformador trifásico de distribución de 63kVA, 50 Hz, conexión Dy11, 13.2± 2.5± 5%/0.4-0.231 kV y a partir de la primera corrida (alternativa 1), evaluar los resultados para comprobar si se cumplen las condiciones de funcionamiento requeridas por la norma. Magnitud

Alternativa 1

Alternativa 2

Alternativa 3

BT

AT

BT

AT

BT

AT

Número de capas

2

16

2

14

2

13

Número de rellenos por galleta

2

16

2

14

2

13

Número de espiras por capa

40

294

37

310

36

324

Número de espiras

78

4688

72

4326

70

4199

Flujo adoptado Wb

0.01334

0.01444

0.01486

Error relación (tens máx) %

0.145

0.113

-0.050

Inducción columna T

1.7

1.7

1.7

Número de escalones

3

3

3

Diámetro del núcleo mm

110.6

115.1

116.7

Densidad lineal A/mm

20.6

20.62

18.8

Altura del bobinado mm

344

317

338

Densidad de corriente A/mm2

2.7

2.7

2.7

2.5

2.7

2.5

Sección del conductor mm2

33.679

0.589

33.679

0.636

33.679

0.636

Pérdidas en el conductor W

632

915

601

803

586

772

Pérdidas en el hierro W

251

269

283

Relación de pérdidas calculadas

5.9

5

4.8

Caída inductiva %

4.04

3.88

3.31

Caída resistiva %

2.38

2.16

2.09

Tensión de cortocircuito %

4.69

4.45

3.92

Las pérdidas en el conductor superan un 11% el valor fijado por la norma IRAM 2250 mientras que las pérdidas en el hierro resultan un 7% inferiores, la tensión de cortocircuito se excede un 17%. Se fuerza la densidad de corriente para poder utilizar en el devanado de AT un conductor de 0.9 mm de diámetro (valor normalizado), de catálogos se obtiene que esmaltado le corresponde un diámetro de 1.017 mm, y para ello se adopta un número de capas que permita realizar el devanado (capas completas).

133

Para bajar la tensión de cortocircuito se ajusta adecuadamente el flujo para reducir el número de espiras (se recuerda que la reactancia de dispersión es proporcional al cuadrado del número de espiras). En la alternativa 2 las pérdidas en el conductor se redujeron superando solamente un 4% el valor fijado, las pérdidas en el hierro están prácticamente en el valor solicitado, pero la tensión de cortocircuito todavía resulta alta. Obsérvese que con el ajuste del flujo, como el valor de densidad lineal (AFC) no se ha variado, disminuye la altura del bobinado que afecta inversamente y en forma lineal la reactancia de dispersión. En la alternativa 3 las pérdidas en el conductor prácticamente coinciden con el valor impuesto, se incrementan ligeramente las pérdidas en el hierro y la tensión de cortocircuito alcanza prácticamente el valor de garantía 4%. Para completar el diseño es necesario adoptar la solución constructiva del devanado de BT, para ello se sugiere ver el Problema 1.3. PROBLEMA: 1.19 La Norma de transformadores de potencia IEC 60076-3 segunda edición 2000-03 Parte 3: "Niveles de aislación, ensayos dieléctricos y distancias externas en aire", en la tabla 1 establece los requerimientos y ensayos que se deben realizar para las diferentes categorías de devanados, es decir devanados con aislación uniforme o gradual. Comparando este documento con versiones anteriores, se observan algunas diferencias en la terminología utilizada y en la metodología de los ensayos. La tabla 2 corresponde a transformadores con devanados con tensión Um ≤ 170 kV Serie I basada en la práctica Europea, los niveles de aislación a impulso atmosférico (LI) en kV pico y de tensión inducida de breve duración (ACSD) en kV valor eficaz. En la tabla 3 se indican valores similares pero corresponde a la Serie II basada en la práctica en los Estados Unidos. La tabla 4 corresponde a transformadores con devanados con tensión Um > 170 kV. Por ejemplo en la tabla 2 se observa que para la tensión máxima de 145 kV se pueden aceptar distintos niveles de aislación. En el caso de adoptarse los valores propuestos de tensión de ensayo a impulso de 450 kV y de tensión inducida 185 kV, quien lo especifica deberá estar muy seguro de las reales condiciones de funcionamiento del sistema, es decir que no se presentarán sobretensiones fase a fase que puedan superar el valor indicado. Tensión máxima

Tensión de impulso

Tensión de breve duración

del equipo Um

Pico (kV)

inducida eficaz (kV)

450

185

eficaz (kV) 145

134

650 275

Obsérvese que el valor de tensión inducida de 185 kV resulta muy próximo al valor de tensión máxima del equipo. La prueba de breve duración (tensión inducida) se realiza alimentando el transformador con tensión monofásica en modo cíclico, de manera tal de inducir en el terminal que se está probando, una tensión contra masa igual al valor indicado de aislación en correspondencia con el valor de Um. La forma de onda de la tensión debe ser lo más sinusoidal posible y la frecuencia suficientemente superior a la frecuencia nominal del transformador para evitar una excesiva corriente magnetizante durante el ensayo. Se debe medir el valor de pico de la tensión inducida, este valor dividido por √ 2 debe ser igual al valor de ensayo. El tiempo de ensayo debe ser de 60 s para cualquier frecuencia de ensayo hasta el doble de la frecuencia nominal del transformador. Cuando la frecuencia de ensayo supera el doble de la frecuencia nominal el tiempo de duración del ensayo debe ser:

pero no podrá ser menor de 15 s. La figura a24 muestra uno de los esquemas de medición propuestos por la Norma. Este requiere un aislamiento del neutro de por lo menos 1/3 de la tensión de ensayo U, ya que la tensión total que aparece, solicita de esta manera el punto neutro.

La elección del esquema a utilizar depende de las características del transformador y de las instalaciones de prueba.

135

Supongamos por ejemplo el caso de un transformador de 132/13.8 kV (tensión máxima Um = 145 kV) conexión Yd alimentado monofásicamente por una de las fases del triángulo de BT, las otras dos en serie (flujo mitad), por lo tanto la tensión que se induce en el lado de AT es tal que la tensión del neutro respecto de tierra es igual a 1/3 de la tensión total. Si se adopta por ejemplo de la tabla 3 una tensión de ensayo de breve duración U = 230 kV, la tensión del neutro alcanza un valor de 76.6 kV, por lo tanto este debe ser su nivel de aislación. Tensión máxima

Tensión de impulso

Tensión de breve duración

del equipo Um

pico (kV)

inducida eficaz (kV)

450

185

550

230

650

275

eficaz (kV) 145

PROBLEMA: 1.20 Veamos a modo de ejemplo como se realizó el ensayo con tensión de impulso atmosférico (LI) de un transformador de 500/138/13.8 kV conexión Yyd para el cual se especificaron niveles de aislación a impulso de 1425/550/110 kV pico y de tensión inducida de 630/230/34 kV eficaz para los arrollamientos de AT/MT/BT respectivamente, disponiendo para el ensayo el conmutador bajo carga en la posición correspondiente al tope de tensión nominal 500 kV. La figura a25 muestra el circuito utilizado para el ensayo de la fase U del arrollamiento de AT, donde Rd1, Rd2 corresponden al elemento divisor resistivo de tensión, r es el shunt resistivo para la medición de corriente, R las resistencias de puesta a tierra para compensar la longitud de cola de la onda de acuerdo con las indicaciones que establece la Norma, y BRO1, BRO2 son los osciloscopios para registrar las ondas de tensión aplicada y de la corriente.

136

137

La figura a26 muestra para la fase U, los oscilogramas de tensión y corriente detectada para una tensión reducida del 70% del valor especificado igual a 997.5 kV y que se supone que el devanado debe ser capaz de soportar. La forma de onda de tensión aplicada es 1.5/46 µ s, es decir se encuentra dentro de los valores de tolerancia fijados por la Norma, utilizando un tiempo de barrido para ambos registros de 5 µ s/dv. Los otros dos oscilogramas corresponden a la tensión plena de 1425 kV pico.

Actuando sobre los atenuadores de los oscilografos se obtienen registros que resultan perfectamente superponibles, es decir idénticos. En el caso de no haber diferencias notables entre los oscilogramas de tensión reducida y plena debe interpretarse que el ensayo resulta satisfactorio. 138

En forma cíclica deben repetirse los ensayos para las restantes fases y para los arrollamientos de MT y BT, efectuándose para cada ensayo los registros de tensión y corriente correspondientes. Veamos ahora como se realizó el ensayo de impulso de maniobra (SI) del devanado de AT, disponiendo en este caso el conmutador bajo carga en la posición correspondiente al tope de máxima tensión 550 kV. Los impulsos pueden aplicarse directamente a los terminales del arrollamiento ensayado, o bien a un devanado de menor tensión de modo que la tensión de ensayo se transfiere inductivamente al devanado bajo prueba. La tensión especificada se aplica entre línea y tierra. El terminal de neutro se debe conectar a tierra. Como el devanado de BT del transformador ensayado conectado en triángulo, tiene todos los bornes de fase accesibles, abriendo un extremo del triángulo se aplicó la tensión a esa fase con las otras dos cortocircuitadas. En estas condiciones de ensayo la onda de tensión aplicada al arrollamiento de AT es de 1175 kV pico, la forma de onda de la tensión es de 160/2100 µ s con un tiempo de pasaje durante el frente y cola de la onda por el 90% del valor pico de 230 µ s, estos tiempos se encuentran dentro de los valores de tolerancia fijados por la Norma. Para la medición de la tensión se conectó un osciloscopio entre la derivación capacitiva que tienen los aisladores de AT y tierra, para la medición de corriente se utilizó un shunt resistivo conectado entre el centro de estrella y tierra. En la figura a27 se observan los registros de tensión reducida 70% del valor especificado igual a 822.5 kV y de tensión plena correspondientes al terminal de la fase U. En forma cíclica deben repetirse los ensayos para las restantes fases del devanado de AT. El tiempo de barrido utilizado para el registro de tensión es de 100 µ s/div y para el de corriente de 5 µ s/div.

Se aplica el mismo criterio ya visto, si no se observan diferencias notables entre los oscilogramas de tensión reducida y plena debe interpretarse que el ensayo resulta satisfactorio.

139

140

APENDICE 2 MATERIALES MAGNETICOS A2.1 MATERIALES ESTRUCTURALES 1.1 Generalidades A2.2 ACERO Y FUNDICION A2.3 MATERIALES MAGNETICOS 3.1 Propiedad magnética de los materiales A2.4 LAMINACION DE GRANO ORIENTADO Y GRANO ORIENTADO HI-B A2.5 PROPIEDADES MAGNETICAS DE ACUERDO A ESPECIFICACIONES AISI (AMERICAN IRON STEEL INSTITUTE) A2.6 PROPIEDADES TIPICAS DEL GRANO ORIENTADO HI-B A2.7 LAMINACION DE GRANO NO ORIENTADO [a] A2.8 TRATAMIENTO TERMICO A2.9 METALES AMORFOS PARA NUCLEOS DE TRANSFORMADORES A2.10 FENOMENO DE CORRIENTE DE MAGNETIZACION A2.11 CUADRO COMPARATIVO DE CALIDADES EQUIVALENTES A2.12 BIBLIOGRAFIA DE MATERIALES MAGNETICOS [b]

141

APENDICE 2 MATERIALES MAGNETICOS A2.1 MATERIALES ESTRUCTURALES 1.1 Generalidades

Se trata de los materiales usados tanto exclusivamente con funciones mecánicas, como con funciones mixtas (mecánico-eléctricas o mecánico-magnéticas). Los materiales que tienen funciones exclusivamente mecánicas son generalmente los mismos empleados en las construcciones de cualquier otro tipo de máquina; constituyen elementos dimensionados según criterios generales de las construcciones mecánicas teniendo en cuenta de la naturaleza de las solicitaciones tanto estáticas como dinámicas. Esta parte del dimensionamiento tiene por objetivo, como cualquier proyecto de ingeniería, lograr los menores costos, utilizando la calidad adecuada y previendo el menor gasto de mano de obra. Se tiende en general a alcanzar las más altas solicitaciones mecánicas, y en tal sentido el proyectista está seguro mediante los resultados de controles (no destructivos) que le permiten realizar los modernos equipos disponibles. Se deben detectar, en las distintas etapas del proceso de fabricación, la presencia de eventuales sopladuras, anisotropías, oclusiones, fisuras, recurriendo a pruebas destructivas o no, como por ejemplo el uso de rayos X, rayos gamma, ultrasonido, tintas penetrantes, partículas magnéticas. A2.2 ACERO Y FUNDICION Los aceros se emplean en las partes magnéticas, fundidos, forjados y laminados, como así también en partes exclusivamente mecánicas como: escudos para motores de tracción, bujes para colectores, rayos de máquinas sincrónicas destinados a recibir anillos de acero forjado, etc. Cuando no son necesarias excepcionales cualidades mecánicas, y se trata de elementos de forma compleja, se recurre al acero fundido. Las piezas de acero fundido son, antes de ser mecanizadas, tratadas térmicamente para conferir homogeneidad a la estructura y contemporáneamente eliminar las tensiones internas. Con los aceros al carbono laminados y forjados se construyen los ejes; se construyen además los anillos montados en caliente sobre los rayos o directamente sobre los ejes. A2.3 MATERIALES MAGNETICOS 3.1 Propiedad magnética de los materiales

142

Mientras la cualidad de los materiales conductores se define mediante la resistividad, aquellos magnéticos se caracterizan por la permeabilidad absoluta µ que es el factor de proporcionalidad entre los módulos de la fuerza magnética H (causa) y la inducción B (efecto). B=µ× H

Habitualmente para caracterizar las propiedades magnéticas de los materiales se recurre no a la permeabilidad absoluta µ, sino a la permeabilidad relativa µr, que es igual a la relación entre la absoluta y la del vacío

H/m.

La permeabilidad µr es por lo tanto un factor puramente numérico y es el que normalmente se indica en las tablas y en los diagramas. La permeabilidad relativa del vacío es la unidad, y prácticamente también el aire y todas las sustancias sólidas diamagnéticas y paramagnéticas. Se tiene por lo tanto en este caso que el campo resulta aproximadamente igual a:

Los materiales ferromagnéticos tienen una permeabilidad muy superior a la del vacío (del orden de miles de veces mayor) y por lo tanto a igualdad de fuerza magnética se obtienen inducciones notablemente más grandes. La permeabilidad µ para los materiales ferromagnéticos, no tiene un valor bien definido (debido a dos fenómenos, la alinealidad y la histéresis) y por ello naturalmente se atribuye a µ (en la práctica µr) los valores obtenidos de la curva de primera magnetización o desmagnetizando con sucesivos ciclos de histéresis de amplitud variable. Los circuitos magnéticos se fabrican a partir de trozos de espesores delgados que provienen del corte de chapas, bobinas o flejes de acero magnético. Por lo tanto, para su ejecución, es preciso conocer las pérdidas de energía en la excitación de estos circuitos magnéticos, que en las máquinas eléctricas se conocen como "pérdidas en el hierro". Una parte son debidas a la histéresis que, en una primera aproximación, se podría considerar como la energía consumida en el circuito magnético para orientar los vectores magnéticos elementales que hay en su estructura cristalina, en una dirección paralela a las líneas de campo magnético que se establecen en el material, estas pérdidas toman importancia en los circuitos alimentados con corriente alterna. El empleo de estructuras laminadas es también preferible en los casos en los cuales el flujo es constante (unidireccional) o lentamente variable, por comodidad constructiva (menor costo).

143

La potencia disipada por la histéresis en un kilogramo de material ferromagnético sometido a un campo variable se puede determinar por la siguiente expresión:

siendo: f: la frecuencia del campo B: la inducción máxima La pérdida por histéresis no depende a igualdad de Bmax del modo de variación de la inducción. La constante Ci varía con la calidad del material, mientras que el exponente "x" (determinado de modo empírico), para valores de inducción menores de 1 T resulta igual a 1,6, para valores de inducción mayores de 1 T, (como generalmente se adoptan en las máquinas rotantes y en los transformadores), alcanza y supera el valor 2. La segunda parte importante de pérdidas de energía se tiene debido a los efectos de corrientes parásitas (Foucault), que se establecen en las partes del circuito magnético y otras partes metálicas. Se obtienen las pérdidas por unidad de peso con la expresión:

donde la constante Cp resume las propiedades físicas y dimensionales de la laminación (espesor) y tiene además en cuenta la ley de variación en el tiempo de la inducción. Cuando la inducción no varía con ley sinusoidal es fácil reconocer que las pérdidas debidas a los armónicos tiene una sensible influencia. Para distintos tipos de chapa magnética sometidos a un valor de inducción magnética y frecuencia dados, se tiene un valor de pérdida por unidad de peso que los caracteriza, (característica de pérdidas por unidad de peso). Otra característica importante que define la calidad magnética es la que vincula los valores de inducción con los valores de campo, (característica B-H), observándose que para las aplicaciones en corriente alterna los valores de inducción son máximos, mientras que los de corriente (causa de H) son eficaces. El aumento de excitación da lugar a un aumento del campo inducido, hasta llegar a un límite en que, para un aumento sensible de este último, haría falta un aumento exagerado de excitación y, por lo tanto, un consumo de energía anormal. Este fenómeno, denominado saturación del material, señala un límite superior en el empleo de los materiales magnéticos de distinta calidad. Las distintas calidades magnéticas de los materiales se consiguen con diferentes contenidos de silicio, que puede alcanzar hasta el 4,5%. Si bien, un aumento del contenido de silicio da lugar a pérdidas por unidad de peso menores, la saturación se

144

presenta para valores de inducción más bajos, el material se vuelve más frágil y se tiene una mayor abrasión sobre los troqueles que se utilizan para la fabricación. Las condiciones de cizallabilidad empeoran a medida que las pérdidas disminuyen, siendo el objetivo de los fabricantes de materiales magnéticos mejorar la cizallabilidad para permitir realizar las operaciones de ranurado con una duración aceptable de las matrices. A2.4 LAMINACION DE GRANO ORIENTADO Y GRANO ORIENTADO HI-B Un decisivo progreso en el mejoramiento de las cualidades de los materiales magnéticos se llevó a cabo con el procedimiento de laminación en frío, según una invención americana que se remonta al año 1934. Estas nuevas laminaciones se obtienen de un prelaminado en caliente de pocos milímetros de espesor, con un contenido de silicio de aproximadamente 3%, sometido a laminaciones en frío y recocidos intermedios en atmósfera neutra. A2.5 PROPIEDADES MAGNETICAS DE ACUERDO A ESPECIFICACIONES AISI (American Iron Steel Institute) Cada grado está caracterizado en términos de máximas pérdidas para un valor de inducción de 1,5 T y para una frecuencia de 50 ó 60 Hz. El factor de apilado vale 0,96 resultando para estos materiales un valor excepcionalmente alto. Para pequeños transformadores de distribución se reduce a 0,93. Estos materiales se suministran con una aislación superficial a base de una pintura inorgánica (AISI C-5) de alta resistencia mecánica y que soporta temperaturas superiores a los 800 grados centígrados, que es superior a la temperatura que se alcanza durante el tratamiento térmico de estos materiales. Además la aislación debe ser resistente al aceite utilizado en los transformadores, tener buena adherencia y resistir las operaciones normales de cizallado y troquelado. Tabla A2.1 - Propiedades para grano orientado Espesor mm

Grado

Densidad

Máximas pérdidas a 1.5 T

g/cm3

W/kg 50 Hz

60 Hz

0.27

M-4

7.65

0.89

1.17

0.30

M-5

7.65

0.97

1.28

0.35

M-6

7.65

1.11

1.45

Se observa en la tabla que el valor de las pérdidas a la frecuencia de 60 Hz para el mismo valor de inducción aumenta aproximadamente en un 30%.

145

Las rebabas, tanto más temibles cuanto más altos son los valores de inducción, deben eliminarse cuidadosamente con adecuados dispositivos, a máquina montada debe evitarse el limado, amolado, cepillado. Tabla A2.2 - Propiedades para grano orientado HI-B Espesor mm

Grado

Densidad

Máximas pérdidas a 1.7 T

g/cm3

W/kg 50 Hz

60 Hz

0.30

M-2H

7.65

1.17

1.54

0.30

M-3H

7.65

1.23

1.63

0.35

M-4H

7.65

1.37

1.79

A2.6 PROPIEDADES TIPICAS DEL GRANO ORIENTADO HI-B Alta permeabilidad y bajas pérdidas Mientras los valores típicos de inducción de un grano orientado convencional a 800 A/m es del orden de 1,83 T, el de un material HI-B es de 1,92 T. A una inducción de 1,7 T, la permeabilidad es alrededor de 3,5 veces mayor que la de un grano orientado convencional. Las pérdidas en el núcleo para laminación de 0,3 mm de espesor corresponden al rango de un material grado M-2 y M-3. Para un espesor de 0,35 mm, las pérdidas en el núcleo son tan bajas como las de una laminación grado M-3 y M-4, por extrapolación de las especificaciones AISI. Magnetoestricción reducida Tiene una menor magnetoestricción en comparación con productos de naturaleza similar. La magnetoestricción de las chapas de acero en el circuito magnético es la causa principal del ruido permanente de los transformadores. Las variaciones de la inducción originan variaciones de longitud periódicas de las chapas, con amplitudes del orden de dimensión de algunos micrones por metro de longitud de chapa. Son varios los parámetros que influencian la magnetoestricción además de la calidad del material, por ejemplo, el tratamiento de la chapa, la solicitación mecánica, la dirección del flujo con respecto a la orientación del material. La consideración primaria consiste en reducir el ruido en su fuente, es decir en el circuito magnético. Para un transformador determinado, ello significa que es necesario disminuir los valores de inducción, lo que conduce a costos de material más elevados. 146

La magnetoestricción también depende fuertemente de la uniformidad del flujo, de la dirección del mismo y de la calidad de los ensamblados del circuito magnético, manifestándose más intensamente en los yugos que en las columnas. Trabajos de desarrollo en un transformador de 100 kVA, han permitido comprobar que aumentando la sección de los yugos en un 16% se obtiene una reducción del ruido del transformador en 5 dB. La mayor parte del ruido transmitido a la cuba del transformador proviene de los yugos, en particular del inferior que tiene un contacto mecánico con la cuba. La mayoría de las veces es posible aumentar la sección del yugo sin que ello implique un aumento del tamaño de la cuba del transformador. Mínimo efecto de fabricación Las propiedades magnéticas están mucho menos afectadas por la fabricación (punzonado, cizallamiento, doblado, etc.) que un material de grano orientado convencional. Esto es el resultado de un efecto combinado de una excelente orientación de los cristales y de un óptimo tamaño de grano. Las mencionadas características de un material HI-B facilitan: • la fabricación de transformadores con extremadas bajas pérdidas en vacío; • una substancial reducción del ruido; • reducción de las dimensiones del núcleo debido al incremento de los valores de diseño de la inducción; • simplificación de los procesos de fabricación (por no requerir tratamiento térmico) cuando se utilizan espesores de 0,30 y 0,35 mm comparado con productos convencionales de menor espesor. Veamos en la Tabla A2.3 algunos ejemplos que ilustran en forma cuantitativa el mejoramiento de las características. Tabla A2.3 - Mejoramiento de algunas características Potencia

Inducción 1.7 T

MVA Pérd. núcleo

Pot. excitación

Reducción de ruido

20

11% menor

36% menor

4 Phons menos

40

8% menor

40% menor



100

4% menor

27% menor

2 Phons menos

200

7% menor

19% menor

2 Phons menos

147

A2.7 LAMINACION DE GRANO NO ORIENTADO Estos materiales son ampliamente utilizados para realizar las estructuras magnéticas de las máquinas rotantes, pequeños transformadores y otros equipos eléctricos y tienen propiedades magnéticas uniformes en todas las direcciones. Tienen buenas características de elaboración y factores de laminación del orden de 0,93, dependiendo este último del espesor de la laminación y del tamaño de la máquina. Se suministran con una aislación superficial que puede ser un barniz de tipo orgánico o inorgánico, el grado de resistencia al calor debe adoptarse en función del tratamiento térmico que se realice a la chapa (campo de utilización de la misma). Las siguientes propiedades magnéticas mostradas en la Tabla A2.4 se dan de acuerdo a especificaciones AISI. Tabla A2.4 - Propiedades materiales de grano no orientado Espesor

Grado

Densidad Máximas pérdidas a 1.5 T gr/cm3

mm

W/kg 50 Hz

60 Hz

0.36

M-15

7.65

2.53

3.20

0.36

M-19

7.65

2.75

3.48

0.36

M-22

7.65

2.93

3.70

0.36

M-27

7.65

3.13

3.97

0.36

M-36

7.65

3.31

4.19

0.47

M-15

7.65

2.93

3.70

0.47

M-19

7.65

3.03

3.83

0.47

M-22

7.65

3.22

4.08

0.47

M-27

7.65

3.31

4.19

0.47

M-36

7.65

3.57

4.52

0.47

M-43

7.65

4.01

5.07

0.47

M-45

7.65

5.31

6.72

El valor de las pérdidas a la frecuencia de 60 Hz y para la misma inducción aumenta aproximadamente un 26%. A2.8 TRATAMIENTO TERMICO Las propiedades magnéticas de los aceros para uso eléctrico son especialmente sensibles a las tensiones internas. Toda deformación origina una distorsión de la red o malla 148

cristalina, que afecta a la relación entre fuerza magnetizante e inducción y afecta, por lo tanto, a todas las características del material. Las tensiones se generan en el material especialmente por un almacenamiento defectuoso, golpes, etc. y por el proceso de fabricación (punzonado, cizallado) de las laminaciones de las máquinas eléctricas. Con el objeto de relevar estas tensiones y recuperar las propiedades magnéticas originales es necesario llevar a cabo un tratamiento térmico. El tratamiento térmico también reduce alguna ondulación que puede presentarse y mejora la lisura de la laminación. Las siguientes precauciones se deben observar cuando una laminación de acero eléctrico es sometida a un tratamiento térmico. Prevenir la contaminación con carbono La base del horno de recocido debe ser suficientemente plana. La base del horno y su cubierta debe ser de bajo contenido de carbono, debido a que la contaminación con carbono puede resultar altamente perjudicial para las propiedades del material tratado. Cualquier lubricante dejado en la laminación debe ser removido antes de colocar la cubierta del horno sobre el mismo. Calentamiento desde los bordes de las pilas de la laminación. Las pilas de laminación deben ser calentadas en la dirección borde a borde en vez de hacerlo en la dirección cara a cara para que el calentamiento se realice más rápido y en modo uniforme. Evitar una excesiva oxidación La oxidación perjudica seriamente las propiedades magnéticas particularmente para altas inducciones. En hornos de recocido tipo batea, una excesiva oxidación puede evitarse utilizando la cubierta del horno sellada por medio de arena seca. El aire del interior del horno debe ser retirado y reemplazado por una atmósfera no oxidante. Se recomienda utilizar una atmósfera no explosiva compuesta por menos de un 10% de hidrógeno y más de un 90% de nitrógeno o bien 100% de nitrógeno puro. El punto de rocío de la atmósfera debe mantenerse a menos de 0 grados centígrados. Temperatura del tratamiento Para el grano orientado y grano orientado HI-B se recomienda realizar el tratamiento a una temperatura de 800 grados centígrados con una máxima variación de ± 20 grados. Para laminaciones de grano no orientado la práctica usual es calentar la carga a una temperatura de 720 a 750 grados, y mantener esta temperatura para permitir una uniforme penetración del calor. Algunas veces mejores propiedades magnéticas pueden lograrse a temperatura de 760 a 785 grados, pero en este caso la temperatura y la atmósfera del horno deben controlarse con sumo cuidado. Tiempo de enfriamiento 149

Para evitar distorsión de las laminaciones y núcleos, se requiere que las caras se enfríen lentamente hasta una temperatura de alrededor de 350 grados centígrados a razón de 25 grados por hora como máximo, particularmente para cargas del horno de algunas pocas toneladas. A2.9 METALES AMORFOS PARA NUCLEOS DE TRANSFORMADORES Los metales amorfos son aleaciones metálicas donde la estructura atómica no es cristalina. Una aleación metálica cristalina como el carbono tiene varios ejes de simetría en su estructura atómica. En los metales amorfos no hay ejes de simetría y los átomos que lo constituyen se reparten al azar en el interior del material. Existen diferentes técnicas para la producción de metales amorfos. Todas ellas se basan en una transición rápida del metal del estado líquido al sólido. La ventaja esencial de un material amorfo, es el valor excepcionalmente bajo de pérdidas comparada con otros materiales magnéticos. A 50 Hz las pérdidas en el hierro resultan 1/3 a 1/5 de las que se tienen con los aceros al silicio de grano orientado actuales. A igualdad de niveles de inducción, la potencia de excitación a 50 Hz necesaria para los metales amorfos es 1/4 a 1/5 de la requerida por un acero de grano orientado. El único defecto del metal amorfo es el valor relativamente bajo de su inducción de saturación que es del orden de 1,6 T. Para un transformador realizado con metal amorfo el límite de inducción nominal está alrededor de 1,4 T teniendo en cuenta posible sobreexcitación en servicio. Debido al método de fabricación por solidificación rápida, el metal amorfo se presenta en forma de angostas cintas delgadas con factores de apilado menores que los aceros de grano orientado, en la tabla siguiente se pueden observar algunas de las características mencionadas. Tabla A2.5 - Valores comparativos Año 1982

Futuro

Ancho (mm)

175

sin límite

Espesor (mm)

0.025 a 0.050 0.25

Factor apilado

85%

90% o más

Otro aspecto (ligado al ruido) es la magnetoestricción, que para los metales amorfos, tiene un valor bastante elevado. Este problema puede reducirse recociendo el material cerca del punto de Curie, en un campo magnético de saturación. En la práctica, este proceso no es perfecto, y no se puede lograr una magnetoestricción nula. Sin embargo hay numerosos ejemplos donde los niveles sonoros de transformadores correctamente estudiados y realizados con material amorfo no son más elevados, y en

150

algunos casos considerablemente menores, que en transformadores realizados con acero al silicio. En lo que concierne al precio de los metales amorfos, han experimentado una drástica reducción en los años recientes, y la reducción del valor de pérdidas en vacío capitalizadas de un transformador realizado con metal amorfo puede ser superior de la incidencia del costo del material. Se espera que el metal amorfo sea utilizado en la práctica en el futuro próximo con la colaboración de los fabricantes de material amorfo, y de los fabricantes y usuarios de transformadores. A2.10 FENOMENO DE CORRIENTE DE MAGNETIZACION La corriente de magnetización es motivo de preocupación principalmente para los usuarios de los transformadores debido a que puede afectar la operación de los sistemas. Un efecto importante ocurre en el momento de conexión del transformador a la red, en efecto encontrándose el transformador sin flujo, se debe establecer el mismo y además la corriente en la bobina de excitación, esto puede causar picos de corriente muy elevados que provocan fenómenos no deseados en la instalación eléctrica. Además influye en la corriente de inserción la inducción residual que se presenta en el material utilizado, y cuyos valores característicos se indican en la Tabla A2.6. Por otra parte las corrientes magnetizantes, aún de valor relativo modesto, contienen armónicas que tienen también efecto sobre la red eléctrica. Tabla A2.6 - Valores de inducción residual Tipo de laminación

Inducción residual

Material

Espesor

Bm = 1.0 Bm = 1.5 Bm = 1.7 T T T

M-4

0.28

0.80

1.25

1.45

M-5

0.30

0.75

1.20

1.40

M-6

0.35

0.75

1.12

1.32

M-2H

0.30

0.50

1.18

1.36

M-3H

0.30



1.15

1.33

A2.11 CUADRO COMPARATIVO DE CALIDADES EQUIVALENTES Como los materiales magnéticos que se utilizan para las construcciones electromecánicas pueden tener distintos orígenes, en la Tabla A2.7, para las normas más importantes aceptadas internacionalmente, se indican el código y las pérdidas en W/kg que corresponden. 151

Tabla A2.7 - Calidades equivalentes según distintas normas Pérdidas para calidades equivalentes, material de grano orientado Espesores

Japón

mm (pulg)

NSC

U.S.A.

U.K.

Alemania

JIS C 2553 AISI

BS 601:Part 2

DIN46400:Blatt3

(1975)

(1973)

(1973)

28M4 (0.89)

VM89-27 1.40 (0.89)

30M5 (0.97)

VM97-30 1.50 (0.97)

(1975)

0.27 (0.0106) Z6H 1.03 Z7H 1.11 M-4 1.27 (0.89) 0.30 (0.0118) Z6H 1.05 Z7H 1.13 Z8H 1.22 Z8 1.22

G9 1.33

Z9 1.33

G10 1.47

Z10 1.47

G11 1.62

M-5 1.39 (0.97)

30M6 (1.08)

0.35 (0.0138) Z7H 1.17 Z8H 1.26 Z9H 1.37 Z9 1.33

G10 1.51

Z10 1.51

G11 1.66

Z11 1.66

G12 1.83

M-6 1.57 (0.94)

35M6 (1.11)

VM111-35 1.65 (1.11)

35M7 (1.23)

Nota: Los valores de pérdidas son valores máximos garantizados en W/kg a 1,7 T y 50 Hz. Los valores entre paréntesis son dados a 1,5 T y 50 Hz. Pérdidas para calidades equivalentes, material de grano no orientado Espesores

Japón

Mm (pulg)

NSC

H8 2.20

U.S.A.

U.K.

Alemania

JIS C 2552

AISI

BS 601:Part 2

DIN46400:Blatt3

C2554(1978)

(1975)

(1973)

(1973)

S09 2.40

M-15 2.53

Grado 250 2.50

152

H9 2.40

S10 2.65

M-19 2.75

Grado 265 2.65 V110-35A 2.70

0.35 (0.0138) H10 2.65

S12 3.10

M-27 3.13

Grado 315 3.15 V130-35 A 3.30

H12 3.10

S14 3.60

M-36 3.31

Grado 335 3.35

H14 3.60

S18 4.40

H18 4.40

S20 5.00

H20 5.00

S23 5.50

H23 5.50 H8 2.70

S09 2.90

M-15 2.93

H9 2.90

S10 3.10

M-19 3.03

V135-50A 3.30

H10 3.10

S12 3.60

M-36 3.57

Grado 355 3.55 V150-50A 3.50

H12 3.60

S14 4.00

M-43 4.01

Grado 400 4.00 V170-50A 4.00

H14 4.00

S18 4.70

M-45 5.31

Grado 450 4.50 V200-50A 4.70

0.50 (0.0197) H18 4.70

S20 5.40

M-47 8.01

V230-50A 5.30

H20 5.40

S23 6.20

V260-50A 6.00

H23 6.20

S30 8.00

V360-50A 8.10

H30 8.00

S40 10.50

H40 10.50

S50 13.00

H50 13.00

S60 15.50

H60 15.50

Nota: Los valores de pérdidas son valores máximos garantizados en W/kg a 1,5 T y 50 Hz. Figura A2.1 Curva de perdidas

M4 - 0,28 mm

Figura A2.2 Curva de excitación (valor eficaz)

M4 - 0,28 mm

Figura A2.3 Curva de perdidas

M5 - 0,30 mm

Figura A2.4 Curva de excitación (valor eficaz)

M5 - 0,30 mm

Figura A2.5 Curva de perdidas

M6 - 0,30 mm

Figura A2.6 Curva de excitación (valor eficaz)

M6 - 0,30 mm

Frecuencia 60 Hz

Frecuencia 60 Hz

Frecuencia 60 Hz

153

Figura A2.7 Curva de perdidas

M2H - 0,30 mm

Figura A2.8 Curva de perdidas

M3H - 0,30 mm

Figura A2.9 Curva de perdidas

M4H - 0,30 mm

154

155

156

157

A2.12 BIBLIOGRAFIA DE MATERIALES MAGNETICOS • Costruzioni elettromeccaniche E. DI PIERRO - UNIVERSITA DI ROMA. • Materiales magnéticos para uso eléctrico - NIPPON STEEL CORPORATION CAT. Nro. EXE 318 nov 1983.

• Problems related to cores of transformers and reactor - Revista ELECTRA 94 mar 1984. • Investigaciones destinadas a la optimización de transformadores de distribución - Revista ABB 10/91.

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CAPITULO 2 MAQUINAS ROTANTES 2.1 GENERALIDADES. 2.2 PARAMETROS NOMINALES. 2.2.1 Potencia nominal 2.2.2 Servicio 2.2.3 Momento de inercia 2.2.4 Constante de tiempo térmica equivalente 2.3 CONDICIONES NORMALES DE SERVICIO. 2.4 REFRIGERACION. 2.4.1 Modos de refrigeración de las máquinas rotativas. [a] 2.5 CONDICIONES DE OPERACION. 2.5.1 Altitud 2.5.2 Temperatura ambiente y del fluido de refrigeración 2.6 SOBREELEVACION DE TEMPERATURA. 2.6.1 Determinación de la sobreelevación de temperatura. 2.6.2 Límites de temperaturas y sobreelevaciones de temperatura. 2.6.3 Corrección por temperatura 2.6.4 Corrección por altura 2.6.5 Correcciones por condiciones de ensayo 2.7 CARCAZA DE LAS MAQUINAS ROTATIVAS. 2.8 NORMALIZACION DE LAS DIMENSIONES Y DE LAS POTENCIAS. [b]

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CAPITULO 2 MAQUINAS ROTANTES 2.1 GENERALIDADES. Las máquinas eléctricas rotantes tienen la particularidad de convertir energía eléctrica en mecánica o viceversa, eventualmente también pueden transformar energía eléctrica de un tipo en otro aprovechando el movimiento. Frente a los problemas de utilización se representa la máquina desde el punto de vista circuital, y frecuentemente se utiliza un modelo puramente eléctrico, donde la carga mecánica corresponde a un resistor en el que se disipa energía, o una fuerza electromotriz (o contraelectromotriz). En cambio para la construcción, para el proyecto, es necesario considerar modelos más próximos a la realidad física, no son aceptables drásticas simplificaciones o esquematizaciones generales como se indican en el párrafo anterior. Para proyectar una máquina se deben tener muy en cuenta sus características físicas, es entonces necesario hacer cierta clasificación de las máquinas rotantes para identificar condiciones de similitud que permitan extender los criterios de diseño entre máquinas semejantes. Una primera clasificación que puede hacerse es por su función: • generador, máquina que produce energía eléctrica por transformación de la energía mecánica. • motor, máquina que produce energía mecánica por transformación de la energía eléctrica. • convertidor rotativo que convierte energía eléctrica de una forma a otra (cambiando frecuencia, convirtiendo corriente alterna en continua etc.) máquina muy utilizada en el pasado. Si se clasifican por la fuente de energía que las alimenta o que representan se tiene: • máquinas de corriente continua • máquinas de corriente alterna y algunas de estas últimas por las características de su velocidad se clasifican en: • máquinas asincrónicas • máquinas sincrónicas

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A partir de este capítulo nos ocuparemos de tres máquinas rotantes en las que se reúnen todos los conceptos principales de proyecto de cualquier otra, y en el siguiente orden: • iniciaremos con el alternador como ejemplo de máquina sincrónica, • continuaremos con el motor asincrónico, • y finalmente la máquina de corriente continua (generador o motor). Las máquinas rotantes utilizadas en los sistemas eléctricos tienen características que son objeto primero de especificación, luego de garantías y finalmente de comprobación mediante ensayos. El proyecto que se debe realizar parte de las condiciones de especificación, las condiciones de servicio y operación y una vez materializado se lo somete a ensayos que tienen por objeto demostrar que se satisfacen las condiciones de garantía. 2.2 PARAMETROS NOMINALES. Son datos que en base a las condiciones de servicio definen las prestaciones que puede entregar la máquina en condiciones especificadas. Se presentan como el conjunto de valores numéricos de las magnitudes eléctricas y mecánicas asociadas con su duración y secuencia asignadas a la máquina por el constructor e indicadas en la chapa de características. El comprador tiene la responsabilidad de especificar con toda precisión cuando corresponde, las condiciones de servicio a las cuales estará sometida la máquina. 2.2.1 Potencia nominal

Valor numérico de la potencia indicada en las características nominales. Este valor establece las bases de diseño, de construcción y de garantías. Generalmente cuando no se especifica otra cosa se supone que la máquina es de servicio continuo, es decir, funciona con carga constante hasta alcanzar el equilibrio térmico. Para las máquinas rotantes se establecen dos regímenes extremos de funcionamiento, en vacío y a plena carga. Funcionamiento en vacío es la condición de funcionamiento de una máquina con carga nula (el resto de condiciones de operación son las nominales). Funcionamiento a plena carga es cuando se tiene el mayor valor de carga indicada para una máquina funcionando a la potencia nominal. 2.2.2 Servicio

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La indicación del valor (fracción de la potencia nominal en por ciento) de las cargas a las cuales la máquina está sometida indicando la duración y la secuencia en el tiempo. Como este tema es de aplicación casi exclusivamente para motores será tratado en el capítulo de máquinas asincrónicas. 2.2.3 Momento de inercia

El momento de inercia (dinámico) de un cuerpo alrededor de un eje es la suma (integral) de los productos de sus masas elementales por el cuadrado de sus distancias radiales al eje. Esta es una característica de importancia fundamental para el estudio de los transitorios mecánicos a los que estará sometida la máquina. 2.2.4 Constante de tiempo térmica equivalente

La constante de tiempo térmica equivalente es la constante de tiempo que, en reemplazo de otras individuales, determina aproximadamente la evolución de la temperatura en un arrollamiento a consecuencia de una variación de corriente en escalón. Este parámetro es distinto según como se enfríe la máquina, manteniéndose la ventilación correspondiente a las condiciones normales de funcionamiento será igual tanto en calentamiento como en enfriamiento. Esta constante describe aproximadamente, la evolución de la temperatura en función de la carga. Generalmente se la determina a partir de la curva de enfriamiento. 2.3 CONDICIONES NORMALES DE SERVICIO. Una máquina en una instalación cualquiera está sometida a ciertas condiciones impuestas por el ambiente, y que se denominan condiciones de servicio. Las normas fijan condiciones normales de servicio e indican que criterios utilizar cuando la instalación se aparta de ellas y en particular se refieren a: • altitud de instalación • temperatura del ambiente en que la máquina funciona. El calor generado por las pérdidas que se producen en la máquina es cedido al ambiente. Para cada estado térmico de la máquina el calor disipado depende de la temperatura ambiente y de la densidad del aire refrigerante, y ambas varían con la altura siendo entonces muy importante el estudio de las condiciones que no son las normales. Por otra parte a cada estado térmico de la máquina corresponden distintas temperaturas para cada uno de sus puntos internos, los elementos más sensibles a la temperatura son los aislamientos que por lo tanto fijan la máxima temperatura admisible (en estado transitorio y permanente).

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Las normas fijan para cada parte de la máquina en función de la clase de aislamiento las máximas sobreelevaciones de temperatura admisibles (diferencia entre la máxima temperatura de la parte que se observa y la temperatura ambiente). 2.4 REFRIGERACION. Refrigeración es la operación por la cual el calor proveniente de las pérdidas producidas en la máquina es cedido a un medio refrigerante incrementando su temperatura. En una máquina con refrigeración a circuito abierto el fluido refrigerante se renueva en forma permanente, entra fluido a temperatura menor y se devuelve al ambiente a una temperatura mayor. Se denomina fluido de refrigeración a un líquido o gas por medio del cual se extrae el calor. En las máquinas con refrigeración a circuito cerrado, donde este fluido no se envía al exterior, es necesario un intercambiador de calor y la presencia de un segundo fluido a menor temperatura que recibe el calor del primer fluido. Cuando la máquina arranca partiendo de fría inicia un proceso transitorio de calentamiento, inicialmente el calor generado se acumula en los materiales que constituyen la máquina, la temperatura se incrementa hasta que se alcanza el equilibrio térmico (régimen permanente) en el cual todo el calor generado es disipado. Equilibrio térmico es la condición alcanzada convencionalmente (de acuerdo con las normas) cuando las temperaturas de las distintas partes de la máquina sometida a un ensayo de calentamiento no varían más de 2 grados centígrados durante una hora. 2.4.1 Modos de refrigeración de las máquinas rotativas.

Según el circuito en que se encuentra el fluido de refrigeración se denomina: • Fluido primario, líquido o gas que estando a menor temperatura que una parte de la máquina y en contacto con ella, retira el calor producido. • Fluido secundario, líquido o gas que estando a menor temperatura que el fluido primario, retira el calor cedido por este último por medio de un intercambiador de calor. • Fluido final, entendiéndose como tal aquel al cual se transfiere finalmente el calor (en máquinas abiertas o autoventiladas, el fluido final es también el fluido primario). Se denomina medio remoto al líquido o gas separado de la máquina del cual se conduce el refrigerante y/o al cual se descarga por medio de caños o conductos de entrada y/o salida, o en el cual se instala un intercambiador de calor externo. Un intercambiador de calor es un componente que transfiere calor de un medio refrigerante a otro manteniendo ambos medios separados.

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Sistema de refrigeración de emergencia (stand-by) es un dispositivo de refrigeración que se provee adicionalmente con el sistema de refrigeración normal y que se utiliza cuando no está disponible el sistema normal. Componente integral es aquella parte del circuito de refrigeración que está presente en la parte interna de la máquina y que para ser reemplazado se debe desarmar parcialmente la máquina. Componente montado de un sistema refrigerante es la parte que se monta en la máquina y forma parte de ella, pero que puede ser reemplazado sin actuar sobre la parte principal de la máquina. Componente separado de un sistema de refrigeración es aquel que está asociado con la máquina pero que no está montado integralmente con ella (puede estar ubicado en el medio envolvente o remoto de la máquina). Componente de circulación dependiente es aquel que su funcionamiento está supeditado o ligado con la rotación del rotor de la máquina principal (ventilador o bomba conducido por esta máquina). Componente de circulación independiente es aquel que no está vinculado con la rotación del rotor de la máquina principal (tiene un motor de impulsión propio). La norma IEC 34-6 que se refiere a máquinas eléctricas rotantes define los métodos de refrigeración y establece una designación para los distintos circuitos utilizados. La designación consiste en las letras IC seguidas por números y letras que representan respectivamente la disposición del circuito, el refrigerante utilizado y el modo de mover el medio refrigerante. El número que indica la disposición del circuito es válido para los circuitos primario y secundario. Cada circuito está designado por una letra que indica el tipo de refrigerante seguido por un número que indica como se realiza el movimiento del mismo. La letra y el número para el circuito primario se ubican en primer lugar, en segundo lugar para el circuito secundario. Se definen dos formas de designación, una simplificada, la otra completa. La designación completa se utiliza principalmente cuando no tiene aplicación la simplificada. Se denomina disposición del circuito la forma como el fluido circula para extraer el calor de la máquina. La forma más simple es aquella en que el fluido es guiado desde el medio que rodea la máquina a su interior y vuelve al medio que la rodea (circuito abierto).

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Otro modo consiste en que el fluido primario circula en un circuito cerrado de la máquina y cede el calor a través de la superficie externa de la máquina (lisa o con nervaduras). Otra disposición es aquella en que el fluido primario circula en un circuito cerrado y cede el calor a través de un intercambiador que puede ser integral, montado o separado de la máquina. La naturaleza del fluido de refrigeración está identificada por una de las siguientes letras: Letra característica

Refrigerante

A

Aire

F

Freón

H

Hidrógeno

N

Nitrógeno

C

Dióxido de carbono

W

Agua

U

Aceite

S

Otro refrigerante

Y

No definido

Cuando se adopta la designación simplificada y se utiliza como refrigerante el aire, la letra característica puede omitirse. Se utiliza la letra "S" cuando el refrigerante se define en otro lugar, por ejemplo en la documentación técnica o comercial. Cuando no está definido el fluido se utiliza temporariamente la letra "Y" que finalmente debe ser reemplazada por la letra correspondiente. En ciertos turbogeneradores de gran potencia donde los problemas de refrigeración se tornan críticos, los arrollamientos son refrigerados en modo directo haciendo circular el fluido dentro de los conductores que son huecos. En otros casos se utilizan tubos o canales que forman parte integral del arrollamiento en el interior de la aislación principal. Normalmente los arrollamientos se refrigeran en forma indirecta, es decir, el flujo térmico se establece desde las fuentes de calor (arrollamientos) hacia las superficies en contacto con el fluido. 2.5 CONDICIONES DE OPERACION.

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Si la especificación particular no indica otra cosa, las máquinas deberán ser diseñadas para las siguientes condiciones. 2.5.1 Altitud

La altitud a la cual se instalarán las máquinas, normalmente no supera los 1000 m sobre el nivel del mar. Para máquinas destinadas a funcionar a una altitud superior se comentan más adelante las condiciones que deben tenerse en cuenta. 2.5.2 Temperatura ambiente y del fluido de refrigeración

La temperatura del aire en el lugar de funcionamiento de la máquina (fluido primario o secundario según sea el tipo de refrigeración) está sujeta a las variaciones estacionales, las normas fijan que no debe exceder 40 ° C. La temperatura mínima del aire en el lugar de funcionamiento de la máquina (que puede ser tanto del fluido primario o secundario) válida tanto en condiciones de funcionamiento como de reposo es 15 ° C bajo cero. Las normas prevén algunas excepciones que dependen de la potencia de la máquina, de su velocidad, o bien que tengan un colector o cojinetes de rozamiento. Además quedan exceptuadas aquellas máquinas que utilizan agua como fluido de refrigeración tanto primario como secundario. Para este caso la temperatura mínima del agua y del aire ambiente es +5 ° C. Para máquinas que tienen intercambiadores de calor refrigerados con agua, las normas fijan que la temperatura del agua a la entrada de los intercambiadores no debe superar los 25 ° C. 2.6 SOBREELEVACION DE TEMPERATURA. Las máquinas eléctricas, prescindiendo de otros fenómenos, pueden suministrar una carga (energía eléctrica o mecánica) de modo tal que, en función de la temperatura ambiente, no superen la temperatura de la clase correspondiente a los materiales aislantes utilizados en su construcción. Se denomina sobreelevación de temperatura de una parte de una máquina a la diferencia entre la temperatura de una determinada parte de la máquina (arrollamientos del inducido, arrollamientos de excitación, núcleo magnético, etc.) medida con métodos apropiados aconsejados por las normas, y la temperatura del fluido de refrigeración, medida también conforme con las indicaciones de las normas. Las normas fijan condiciones de sobreelevación de temperaturas que finalmente corresponden a temperaturas máximas en funcionamiento y que deben comprobarse en los ensayos. 2.6.1 Determinación de la sobreelevación de temperatura.

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Los métodos de medida admitidos por las normas para determinar la sobreelevación de temperatura tanto de los arrollamientos como de otras partes de las máquinas son: a) método de variación de resistencia con el cual se determina el valor medio de temperatura de los arrollamientos. b) método por indicadores internos de temperatura (IIT) (por ejemplo: termómetros a resistencia, pares termoeléctricos etc.) que se introducen en la máquina durante su construcción, en lugares que son inaccesibles cuando la máquina está terminada. c) método por termómetro que incluye los elementos arriba indicados pero puestos en puntos accesibles. d) método por superposición que consiste en medir la resistencia de los devanados conforme al método a) pero sin interrumpir la corriente de alterna de la carga, superponiendo una pequeña corriente continua de medida. Este último método que permite efectuar las medidas de resistencia de los arrollamientos sin interrumpir el ensayo en carga (sin necesidad de tener que extrapolar los valores medidos) es aplicable a máquinas de cualquier potencia, de baja y alta tensión. Un informe de la Comisión Electrotécnica Internacional indica distintas modalidades de medida que aún tienen carácter experimental aplicables a este último método con el objeto de adquirir experiencia. Los valores de temperatura obtenidos utilizando estos últimos métodos, pueden en diversas ocasiones ser de 5 ° C a 25 ° C más altos que los obtenidos con los métodos mencionados en los puntos a), b), y c). Como consecuencia de estas diferencias el método d) no es aplicable cuando se desean comprobar los límites de temperatura fijados por las normas a los que se refieren los valores nominales y características de funcionamiento. Las normas dan criterios que ayudan a la elección del método de medida de la temperatura de los arrollamientos detallando las correcciones que se deben efectuar cuando corresponda. Además indican los métodos admitidos para medir la temperatura de los cojinetes o rodamientos. 2.6.2 Límites de temperaturas y sobreelevaciones de temperatura.

Para máquinas refrigeradas indirectamente por aire, funcionando a la potencia nominal y a la altura y temperatura máxima del aire especificadas (1000 m sobre el nivel del mar y 40 ° C), las normas fijan los límites admisibles de sobreelevación de temperatura por encima de la temperatura ambiente del lugar de funcionamiento.

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Para máquinas refrigeradas indirectamente por hidrógeno, también se indican los límites admisibles de sobreelevación de temperatura por encima de la temperatura del hidrógeno a la salida del intercambiador de calor, la cual no puede superar los 40 ° C. Por último para máquinas cuyas partes están directamente refrigeradas por un gas o un líquido se indican los límites de temperatura admisibles. Los límites de sobreelevación de temperatura especificados por las normas para los arrollamientos estatóricos con aislación plena para tensiones nominales superiores a 11000 V, de máquinas refrigeradas indirectamente con aire, deberán reducirse en las siguientes cantidades: a) cada 1000 V (o fracción) por encima de 11000 V y hasta 17000 V incluido: 1.5 ° C en el caso de realizarse las medidas con termómetro, 1 ° C cuando las medidas se realizan con indicadores internos de temperatura. b) cada 1000 V (o fracción) por encima de 17000 V, una reducción suplementaria de 0.5 °C tanto para las mediciones realizadas con termómetro como con indicadores internos de temperatura. Los límites de temperatura especificados por las normas para arrollamientos estatóricos con tensión nominal que excede los 11000 V, de máquinas refrigeradas indirectamente con hidrógeno deberán reducirse en las siguientes cantidades: • 1 ° C cada 1000 V (o fracción) por encima de 11000 V hasta 17000 V inclusive. • además 0.5 °C por cada 1000 V (o fracción) por encima de 17000 V. Si se varían las condiciones de funcionamiento especificadas, es decir, la altitud y/o la temperatura ambiente máxima (1000 m sobre el nivel del mar y 40 °C) se deben corregir los límites de sobreelevación de temperatura de las máquinas refrigeradas indirectamente con aire. La densidad del aire también influye en la disipación del calor, y en consecuencia en la temperatura máxima que la máquina alcanza, convencionalmente hasta 1000 m sobre el nivel del mar no corresponde corrección por este efecto. 2.6.3 Corrección por temperatura

Si la temperatura máxima especificada o resultante del fluido de refrigeración está comprendida entre 0 °C y 40 °C, los límites son los indicados por las normas; sin embargo mediante acuerdo entre fabricante y comprador se pueden incrementar, pero la diferencia entre la temperatura máxima del ambiente y 40 °C no debe superar 30 °C como indica la Figura 2.1.

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Si la temperatura máxima especificada o del fluido de refrigeración excede 60 °C o es inferior a 0 °C, los límites de sobreelevación de temperatura de la máquina son objeto de acuerdo entre fabricante y comprador. En cambio cuando la temperatura máxima especificada del fluido de refrigeración está comprendida entre 40 °C y 60 °C, los límites de sobreelevación de temperatura indicados por las normas se deben reducir de una cantidad igual a la diferencia entre la temperatura del fluido de refrigeración y 40 °C como indica la Figura 2.1. Esto equivale como resulta lógico, a mantener los límites de temperatura máxima de las distintas partes independiente de la temperatura ambiente. 2.6.4 Corrección por altura

Para máquinas destinadas a funcionar por encima de los 1000 m sobre el nivel del mar se puede tener en cuenta la reducción de temperatura ambiente que generalmente se presenta a causa de la altura, pero también debe tenerse presente la variación de la densidad del aire. Si la máquina está destinada a funcionar a una altitud comprendida entre 1000 m y 4000 m, y la temperatura máxima del fluido de refrigeración no ha sido especificada, la norma la fija en los valores incluidos en la tabla 2.1 para las distintas clases de aislamiento. Estos valores surgen admitiendo que la reducción necesaria de la temperatura ambiente es 1% de los límites de sobreelevación fijados por las normas para máquinas refrigeradas con aire, por cada 100 m de altitud por encima de 1000 m, tomando como base la temperatura máxima de 40 °C.

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TABLA 2.1 - Temperaturas ambientes máximas presumibles. ALTURA

TEMPERATURA (°C) CLASE DE AISLACION A

E

B

F

H

1000

40

40

40

40

40

2000

34

33

32

30

28

3000

28

26

24

19

15

4000

22

19

16

9

3

Se considera que la reducción de capacidad de refrigeración por disminución de la densidad del aire, se compensa con la reducción de temperatura ambiente indicada. De todos modos las temperaturas totales admisibles no deben superar la temperatura máxima que las normas indican, que se obtienen sumando a los 40 °C correspondientes al ambiente la sobreelevación fijada por las normas. 2.6.5 Correcciones por condiciones de ensayo

Las normas además establecen las correcciones de los límites de sobreelevación de temperatura que se deben tener en cuenta por la altitud o la temperatura ambiente del lugar donde se realizan los ensayos. Cuando el lugar de utilización de la máquina es más alto que el lugar donde se la ensaya, los valores de sobreelevación de temperatura para el ensayo (corregidos si corresponde por la tensión nominal) serán los fijados por la norma menos una corrección de esos límites que se obtiene en base a una variación del 1% por cada 100 m de diferencia de altura. Cuando la temperatura ambiente al finalizar el ensayo de calentamiento difiere en más de 30 °C con la temperatura especificada para el ambiente, las normas indican que se debe hacer una corrección de los límites de sobreelevación de temperatura admisibles. 2.7 CARCAZA DE LAS MAQUINAS ROTATIVAS. La carcaza tiene por función proteger la parte activa de la máquina contra la penetración de cuerpos sólidos (de distintos tamaños) y/o de líquidos. Esta estructura metálica además sirve como elemento estructural y para guiar el fluido refrigerante. Los símbolos utilizados para indicar el grado de protección están constituidos por las letras IP seguidos por dos cifras características.

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La primera cifra designa el grado de protección previsto para la envoltura, tanto en lo que concierne a las personas (manos, dedos) como a las partes de la máquina interiores a la misma. Las normas indican los objetos que, para cada grado de protección representado por la primera cifra característica, no pueden penetrar en el interior de la máquina. Esta primera cifra va desde 0 máquina no protegida hasta 5 máquina protegida contra la penetración de polvo. En máquinas con ventiladores externos, las palas y rayos de estos deben estar protegidos contra contactos por medio de dispositivos que deben satisfacer ensayos prescriptos por las normas. La segunda cifra característica indica el grado de protección provisto por la envoltura contra los efectos debidos a la penetración de agua. Esta segunda cifra va desde 0 máquina no protegida hasta 8 máquina protegida contra la inmersión prolongada. Para este último caso, esto significa normalmente que la máquina es rigurosamente estanca, pero para ciertos tipos de máquinas (bombas sumergibles) puede significar que el agua puede penetrar con la única limitación de no producir efectos perjudiciales. Para cada grado de protección representado por esta segunda cifra característica las normas indican los detalles de los tipos de protección provistos para las envolturas. Una máquina está protegida contra la intemperie cuando, gracias a las características de diseño, la penetración de la lluvia, de la nieve y de las partículas en suspensión en el aire, en las condiciones especificadas, está reducida a un valor compatible con el funcionamiento correcto de la máquina. Este grado de protección está caracterizado por la letra W, ubicada entre IP y las cifras características. Una envoltura que satisface un grado de protección dado implica que la misma satisface también los grados de protección inferiores establecidos por las normas. Los ensayos para verificar esta condición no se realizan, salvo en caso de duda. Si la envoltura tiene agujeros de drenaje, se deben aplicar las siguientes prescripciones: • los agujeros de drenaje destinados normalmente a estar abiertos deberán permanecer abiertos durante los ensayos, • análogamente aquellos que están destinados a estar cerrados deberán permanecer cerrados durante los ensayos. Cuando interesa sólo un grado de protección la cifra omitida (que caracterizaría el grado de protección que no interesa) debe reemplazarse por la letra X. Ejemplos: 171

IPX5: el agua arrojada con una boquilla en cualquier dirección sobre la máquina no debe producir efectos perjudiciales, no interesando en este caso la protección contra penetración de objetos. IP2X: protegido contra el contacto de dedos u objetos similares que no superen 80 mm de longitud con partes bajo tensión o de piezas en movimiento en el interior de la envoltura, y la penetración de cuerpos sólidos de diámetro superior a 12 mm, no interesando la protección contra líquidos. Cuando es necesario dar información complementaria respecto del estado de funcionamiento de la máquina en relación con el grado de protección, esto se indica por medio de una letra adicional. A continuación de las dos cifras características puede colocarse una letra que indica que la protección contra los efectos perjudiciales debidos a la penetración de agua debe verificarse o ensayarse con la máquina detenida (letra S) o con la máquina en marcha (letra M). En estos casos, el grado de protección en cada estado de la máquina debe ser indicado, por ejemplo IP55S/IP20M. La ausencia de las letras S y M significa que el grado de protección asegurado es válido para todas las condiciones normales de utilización. Es recomendable que preferentemente sobre la chapa de características de la máquina se encuentren las letras y cifras que indican el grado de protección, y en caso de que no resulte posible estarán sobre la carcaza. Los ensayos especificados por las normas, para verificar el grado de protección, son ensayos de tipo. Deben ser efectuados sobre un producto normal o bien un modelo del mismo. Cuando esta situación no fuese posible la verificación y los ensayos se efectúan en acuerdo entre el constructor y el cliente. Salvo especificación contraria, las máquinas sometidas a estos ensayos son nuevas, todas las partes en su lugar y montadas conforme a las indicaciones del constructor. Las normas indican las condiciones de ensayo como así también los ensayos que se deben realizar para verificar el cumplimiento del grado de protección garantizado. Después de realizado el ensayo relativo a la penetración de agua, la máquina debe ser examinada. La cantidad de agua que ha entrado no debe afectar el buen funcionamiento; los arrollamientos y partes bajo tensión no previstos para funcionar mojados no deben estarlo, y ninguna acumulación de agua susceptible de mojarlos debe haberse producido en el interior de la máquina. 2.8 NORMALIZACION DE LAS DIMENSIONES Y DE LAS POTENCIAS. 172

Los trabajos de normalización de las dimensiones comenzaron en la década del cincuenta con el objeto de asegurar la intercambiabilidad de motores fabricados por los constructores de diversos países, haciendo sólo referencia a las dimensiones sin tener en cuenta la potencia. A fines de la década del sesenta se adicionaron algunos complementos, entre ellos la potencia, que condujeron a la actual documentación. Esta normalización implica no sólo mayor libertad de acción para el usuario, sino también más seguridad de funcionamiento (confiabilidad) como resultado de la mayor disponibilidad de máquinas de repuesto, si se produjera una avería. En tal caso, el usuario no se ve forzado a emplear una sola marca. La normalización reduce también los costos, como consecuencia de la disminución de las existencias de repuestos. Las normas internacionales cubren en tal sentido un amplio rango de las máquinas eléctricas rotativas para uso industrial dentro de las siguientes dimensiones: • montaje con patas: alturas de eje entre 50 mm a 400 mm • montaje con brida: diámetro del círculo de los agujeros de fijación entre 55 mm a 1080 mm y se dan tablas de dimensiones de fijación, dimensión del eje y potencias. Se indican además para diferentes diámetros de ejes, los valores de par admisibles a la potencia nominal continua para motores de corriente alterna. Para motores cuyo montaje es con patas se indica la ubicación de la caja de bornes (del lado derecho del motor mirando el mismo del lado del eje). No se hace ninguna recomendación para generadores. Para máquinas cuyo montaje es con brida no se hace ninguna recomendación.

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CAPITULO 3 EL ALTERNADOR DE POLOS SALIENTES 3.1 DEFINICION 3.2 CARACTERISTICAS NOMINALES. 3.2.1 Potencia nominal 3.2.2 Tensión y frecuencia nominales 3.3 FORMA DE ONDA DE LA TENSION. 3.3.1 Condiciones eléctricas 3.4 CARACTERISTICAS DE LA AISLACION. 3.4.1 Ensayos dieléctricos 3.5 VALORES PARA ENSAYOS DIELECTRICOS. 3.6 COMENTARIOS REFERENTES A LOS ENSAYOS DIELECTRICOS. 3.7 OTRAS CARACTERISTICAS. 3.7.1 Sobreintensidad ocasional de los alternadores 3.7.2 Desequilibrio de corriente de las máquinas sincrónicas 3.8 CORRIENTE DE CORTOCIRCUITO. 3.9 SOBREVELOCIDAD. 3.10 PERDIDAS. 3.10.1 Pérdidas constantes 3.10.2 Pérdidas en carga. 3.10.3 Pérdidas adicionales debidas a la carga 3.10.4 Pérdidas en los circuitos de excitación 3.10.5 Pérdidas de excitación 3.10.6 Pérdidas en las escobillas

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3.11 METODOS DE ENSAYOS PARA LA DETERMINACION DE LAS PERDIDAS Y DEL RENDIMIENTO. [a] 3.12 SISTEMAS DE EXCITACION. 3.12.1 Excitatriz rotante. 3.12.1.1 Excitatriz de corriente continua. 3.12.2 Excitatriz de corriente alterna. 3.12.2.1 Excitatriz de corriente alterna con rectificadores estáticos. 3.12.2.2 Excitatriz de corriente alterna con rectificadores giratorios (sin escobillas, "brushless"). 3.12.3 Excitatriz estática. 3.12.3.1 Excitatriz estática a fuente de tensión. 3.12.3.2 Excitatriz estática compuesta. 3.13 TOLERANCIAS DE LAS CARACTERISTICAS NOMINALES. 3.14 IRREGULARIDADES DE LA FORMA DE ONDA. 3.14.1 Prescripciones de ensayo 3.15 GRADOS DE PROTECCION 3.15.1 Algunos tipos de ventilación 3.16 DESCRIPCION DE FORMAS CONSTRUCTIVAS. 3.17 MOTORES SINCRONICOS. 3.18 GRANDES ALTERNADORES. [b] 3.19 ESFUERZOS EN LAS CABEZAS DE BOBINAS. 3.20 CRITERIOS DE DIMENSIONAMIENTO Y METODO DE CALCULO 3.21 DETERMINACION DE DATOS BASICOS Y PRIMERAS ESTIMACIONES (PASO1) 3.22 FUERZA ELECTROMOTRIZ INDUCIDA. [c] 3.23 DEVANADOS DE ALTERNA.

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3.24 DETERMINACION DEL ARROLLAMIENTO (PASO 2). 3.25 DETERMINACION DE LA RANURA (PASO 3) [d] 3.26 DETERMINACION DE LAS INDUCCIONES EN EL ESTATOR (PASO 4) 3.27 DETERMINACION DEL FACTOR DE CARTER Y PARAMETROS DEL ESTATOR (PASO 5). 3.27.1 Reactancia del inducido 3.27.1.1 Flujo disperso de ranura. 3.27.1.2 Flujo disperso de cabezas de bobinas. 3.27.1.3 Flujo disperso de entrehierro. 3.27.1.4 Factor de Carter 3.28 DIMENSIONAMIENTO DEL INDUCTOR (PASO 6). 3.29 CARACTERISTICAS MAGNETICAS (PASO 7). 3.30 DETERMINACION DE LA CARACTERISTICA DE VACIO (PASO 8). [e] 3.31 FUERZA MAGNETOMOTRIZ DE REACCION. 3.32 DETERMINACION DEL DEVANADO DEL POLO INDUCTOR (PASO 9). 3.33 ARROLLAMIENTOS AMORTIGUADORES. 3.34 DETERMINACION DE LAS PERDIDAS. 3.34.1 Pérdidas mecánicas y de ventilación. 3.34.2 Pérdidas adicionales. 3.35 BIBLIOGRAFIA MAQUINAS ROTANTES Y ALTERNADOR. [f]

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CAPITULO 3 EL ALTERNADOR DE POLOS SALIENTES 3.1 DEFINICION El alternador es una máquina sincrónica que funciona como generador, en el se inducen fuerzas electromotrices de frecuencia proporcional a la velocidad, obteniéndose tensiones y corrientes alternas. Concretamos ahora nuestro estudio sobre el alternador, aunque muchos conceptos que examinamos serán aplicables también a los motores de corriente alterna en general tanto sincrónicos como asincrónicos. Las condiciones normales de servicio ya han sido examinadas en el capítulo dedicado a las máquinas rotantes, y a continuación agregaremos algunos comentarios particulares que corresponden específicamente al alternador. Es importante destacar que en las notas que siguen se incluyen recomendaciones de las normas que son válidas (como ellas mismas dicen) salvo que se especifique lo contrario. Aún así es conveniente evitar especificaciones particulares que se apartan de las normas en forma tal que conducen a proyectos especiales, no necesariamente mas confiables, siendo preferible en general adquirir máquinas normalizadas y cuando se presentan condiciones que se apartan de las normas utilizarlas con prestaciones reducidas para tener en cuenta la situación. 3.2 CARACTERISTICAS NOMINALES. 3.2.1 Potencia nominal

Para un generador sincrónico es la potencia eléctrica aparente expresada en VA, complementada con el factor de potencia. Es válido el criterio de las normas que fijan el factor de potencia para los generadores sincrónicos sobreexcitados en 0.8, lógicamente es importante cuando se especifica la máquina asegurarse de que en funcionamiento normal esta situación es representativa. 3.2.2 Tensión y frecuencia nominales

Son respectivamente la tensión y frecuencia normales en los bornes de línea de la máquina. Los alternadores deben poder suministrar su potencia aparente (kVA) en bornes, con el factor de potencia nominal cuando el mismo puede ser controlado separadamente, para distintos valores de la tensión y frecuencia que pueden apartarse de sus valores nominales según muestra la Figura 3.1.

177

Cuando las máquinas funcionan dentro de la zona sombreada deberán ser capaces de entregar en forma permanente, su potencia nominal, pero sin respetar algunas de las restantes garantías (que son aplicables a tensión y frecuencia nominales).

Cuando las máquinas funcionan sobre el límite de la zona sombreada se puede aceptar un incremento de 10 grados C° en los límites de sobreelevación de temperatura que las normas fijan para condiciones normales. Cuando las máquinas funcionan dentro de la zona delimitada por la línea punteada (y fuera de la zona sombreada), deben ser capaces de entregar la potencia nominal, pero generalmente presentarán una sobreelevación de temperatura muy superior a los límites que fijan las normas. En consecuencia no es conveniente un funcionamiento prolongado fuera de la zona sombreada indicada en la figura, y si esta condición de operación se presenta frecuentemente, será conveniente reducir la carga de la máquina (o al momento de especificarla incrementar su potencia nominal) a fin de que trabajando aliviada desde el punto de vista de los efectos térmicos no se vea afectada su vida útil. Si una máquina está diseñada para funcionar a más de un valor de tensión nominal, o bien si la tensión nominal puede variar dentro de un cierto rango, los límites de sobreelevación de temperatura establecidos por las normas, se deberán aplicar para todos los valores de tensión. 178

3.3 FORMA DE ONDA DE LA TENSION. 3.3.1 Condiciones eléctricas

Se supone que el circuito al cual el alternador se conecta no es deformante y es prácticamente simétrico como se define a continuación. a) Un circuito puede ser considerado prácticamente como no deformante si, cuando se lo alimenta con una tensión sinusoidal, la corriente es prácticamente sinusoidal, es decir, para la misma fase ninguno de los valores instantáneos difiere del valor instantáneo de la onda fundamental en más del 5% de la amplitud de este último. b) Un circuito polifásico se lo considera como prácticamente simétrico si, alimentado por un sistema de tensiones simétrico, está recorrido por un sistema de corrientes prácticamente simétrico, es decir, donde ni la componente inversa, ni la homopolar superan el 5% de la componente directa. La situación que se presenta cuando se alcanzan los límites definidos en a) y b) simultáneamente con la carga nominal, no debe conducir a temperaturas perjudiciales en el alternador (en esta condición es conveniente que las sobreelevaciones de temperatura no excedan en 10 ° C los valores establecidos por las normas). 3.4 CARACTERISTICAS DE LA AISLACION. 3.4.1 Ensayos dieléctricos

Estas pruebas se realizan en las instalaciones del fabricante sobre una máquina nueva y terminada, con todas sus partes ubicadas en condiciones equivalentes a las condiciones normales de funcionamiento. La tensión de ensayo se debe aplicar entre los arrollamientos sometidos al ensayo y la carcaza de la máquina, a la cual se conectan los circuitos magnéticos y los arrollamientos no sometidos al ensayo. Cuando se efectúa un ensayo de calentamiento, las pruebas dieléctricas deben ser realizadas inmediatamente después. En el caso de máquinas polifásicas con tensión nominal superior a 1 kV, donde los dos extremos de cada fase son accesibles individualmente, la tensión de ensayo se deberá aplicar entre cada fase y la carcaza, a la cual se conectan el circuito magnético y los arrollamientos de otras fases no ensayados. La tensión de ensayo debe ser a frecuencia industrial y de forma prácticamente sinusoidal. El ensayo debe comenzar con una tensión no superior a la mitad de la tensión de ensayo. La tensión se debe aumentar hasta el pleno valor, de un modo progresivo o bien por escalones que no superen el 5% del valor de la tensión plena y el tiempo para alcanzar este valor no debe ser inferior a 10 s.

179

La plena tensión de ensayo se mantiene durante 1 min de acuerdo con los valores especificados por las normas. El ensayo a plena tensión realizado sobre los devanados durante la recepción no debe ser repetido. Si se considera necesario repetirlo (a pedido del comprador), después de un nuevo secado de la máquina, la tensión de ensayo debe ser igual al 80% de la tensión plena. En el caso de rebobinado parcial de arrollamientos cuando entre cliente y reparador se conviene efectuar ensayos dieléctricos es recomendable proceder de la siguiente manera: a) los arrollamientos parcialmente rebobinados son ensayados a 75% de la tensión prevista para una máquina nueva. Antes del ensayo se deben limpiar y secar las partes originales de los arrollamientos. b) las máquinas revisadas son sometidas, después del limpiado y secado, a un ensayo con tensión igual a 1.5 veces la tensión nominal, con un mínimo de 1000 V si la tensión nominal es igual o mayor a 100 V y un mínimo de 500 V si la tensión nominal es inferior a 100 V. 3.5 VALORES PARA ENSAYOS DIELECTRICOS. En la Tabla 3.1 se indica la tensión de ensayo que corresponde a los distintos arrollamientos según condiciones de diseño de la máquina. Tabla 3.1 PARTE DE LA MAQUINA

TENSION DE ENSAYO (VALOR EFICAZ)

Arrollamientos aislados: potencia inferior a 1 kW o 1 kVA y tensión nominal U menor de 100 V

500 V + 2× U

potencia inferior a 10000 kW o (kVA)

1000 V + 2× U

potencia 10000 kW (o kVA) o mayor y tensión

1000 V + 2× U con un mínimo de 1500 V

hasta 24000 V

Diez veces la tensión nominal de excitación con

Arrollamientos de excitación:

un mínimo de 1500 V

tensión de excitación ≤ 500 V

4000 V + dos veces la tensión nominal de excita-

tensión > 500 V

ción

3.6 COMENTARIOS REFERENTES A LOS ENSAYOS DIELECTRICOS.

180

La tendencia actual de la normativa internacional en lo referente a la coordinación del aislamiento es la de especificar las prescripciones generales de aislamiento fase-tierra de los equipos utilizados en los sistemas trifásicos de corriente alterna. En consecuencia cada Comité de Aparatos es responsable de especificar los niveles de aislación y el procedimiento de los ensayos para sus equipos. Las normas fijan criterios acerca de los niveles de tensión a impulso entre fase y tierra que deben soportar las máquinas rotantes de corriente alterna para tensiones que van de 3 a 15 kV inclusive y con bobinas estatóricas preformadas. Estos ensayos tienen por finalidad evaluar el diseño, la calidad de los materiales que constituyen el aislamiento de las bobinas, así como también su proceso de elaboración, antes de que sean montadas en la máquina. El valor de pico de la tensión de impulso que se debe aplicar se determina mediante la siguiente relación debiendo redondearse los valores obtenidos al más próximo:

Up: valor de pico de la tensión que se debe aplicar en kV Un: valor nominal de la tensión de servicio en kV La forma de onda que se debe aplicar es la normalizada para tensiones de impulso con un tiempo de frente (hasta alcanzar el valor de pico) de 1.2 microsegundos, y un tiempo de cola (hemivalor del pico) de 50 microsegundos. Los niveles de tensión de ensayo que se obtienen aplicando este criterio se juzgan apropiados considerando por un lado las características promedio de las máquinas, y por otro que las máquinas funcionan generalmente en condiciones normales. Estos niveles de tensiones de ensayo pueden no resultar adecuados en aquellos casos en que las máquinas funcionan en condiciones especiales (máquinas conectadas directamente a líneas aéreas) o en circunstancias anormales (reencendido de interruptores). En estos casos los arrollamientos deberán estar diseñados para soportar niveles de impulso superiores, o deberán estar protegidos adecuadamente, y a veces deben ser necesarias ambas acciones. Las normas indican los distintos ensayos y procedimientos que se deben aplicar para probar tanto la aislación entre espiras como así también la aislación principal (contra masa). 3.7 OTRAS CARACTERISTICAS. 3.7.1 Sobreintensidad ocasional de los alternadores

181

Los alternadores con potencia nominal inferior o igual a 1200 MVA deben ser capaces de soportar una corriente igual a 1.5 veces la corriente nominal durante por lo menos 30 s. Los alternadores con potencia nominal superior a 1200 MVA deben ser capaces de soportar una corriente igual a 1.5 veces la corriente nominal durante un tiempo que será objeto de acuerdo entre constructor y cliente, pero que no será inferior a 15 s. 3.7.2 Desequilibrio de corriente de las máquinas sincrónicas

Las máquinas sincrónicas trifásicas deben ser capaces de funcionar en forma permanente sobre una red asimétrica de modo tal que, ninguna de las corrientes de las fases exceda la corriente nominal. Además las normas establecen (ver Tabla 3.2 para máquinas de polos salientes) los valores que no deben superarse de la relación de la componente inversa del sistema de corrientes (I2) a la corriente nominal (In) y los valores del producto (I2/In)2 por el tiempo en segundos (t) que se pueden admitir para un funcionamiento en condiciones de falla. TABLA 3.2 TIPO DE MAQUINA

Máximo I2/In

Máximo t× (I2/In)2

permanente

falla

Máquina a polos salientes:

0.08

20

refrigeración indirecta

0.05

15

refrigeración directa

3.8 CORRIENTE DE CORTOCIRCUITO. El valor de pico de la corriente de cortocircuito, en el caso de un cortocircuito trifásico en funcionamiento a tensión nominal, no debe superar 21 veces el valor eficaz de la corriente nominal. Esta condición en alguna medida fija un valor mínimo (12 %) de la reactancia subtransitoria. 3.9 SOBREVELOCIDAD. Todos los alternadores deben ser capaces de soportar al menos una sobrevelocidad igual a 1.2 veces la velocidad nominal por un tiempo de 2 minutos. Los alternadores accionados mediante turbinas hidráulicas (como también las máquinas auxiliares de cualquier tipo que se encuentran en el mismo eje) deben soportar la velocidad de embalamiento del grupo, pero al menos 1.2 veces la velocidad nominal. 182

El ensayo de sobrevelocidad se lo considera satisfactorio si, al final del mismo, no se observa ninguna deformación permanente anormal ni otros signos de falla que impidan a la máquina su funcionamiento normal y además si los arrollamientos rotóricos satisfacen después de esta prueba los ensayos dieléctricos. 3.10 PERDIDAS. La determinación de las pérdidas totales se obtiene como suma de las siguientes pérdidas, que se garantizan por separado. 3.10.1 Pérdidas constantes

a) Pérdidas en el hierro (paquete magnético) y pérdidas adicionales en otras partes metálicas. b) Pérdidas por rozamiento (cojinetes y escobillas). Las pérdidas en los cojinetes comunes deben ser indicadas separadamente aunque los mismos se suministren con la máquina. c) Pérdidas por ventilación que incluyen la potencia absorbida por los ventiladores, y eventualmente las máquinas auxiliares que forman parte integral de la máquina. 3.10.2 Pérdidas en carga.

a) Pérdidas joule en los devanados del inducido. b) Pérdidas joule en los devanados de arranque o amortiguadores de las máquinas trifásicas. Debe notarse que las pérdidas en los devanados amortiguadores son particularmente significativas solamente en máquinas monofásicas. Las pérdidas Joule deben ser referidas a determinadas temperaturas según sea la clase de aislación. La temperatura de referencia de las pérdidas que las normas fijan puede coincidir o no, con la temperatura que corresponde al límite de sobreelevación (también de norma) de cada clase de aislamiento. Las temperaturas de referencia para las distintas clases de aislamiento son: CLASE

TEMPERATURA (ºC)

A, E y B

75

FyH

115

3.10.3 Pérdidas adicionales debidas a la carga

a) Son las pérdidas que se producen en carga tanto en el paquete magnético, como en otras partes metálicas de la máquina. b) Pérdidas por corrientes parásitas en los conductores de los devanados del inducido. 183

3.10.4 Pérdidas en los circuitos de excitación

a) Pérdidas joule en los devanados y en los reóstatos de excitación. b) Pérdidas totales de la excitatriz mecánica conducida por el eje principal cuando forma parte de la unidad completa, y que se utiliza solamente para excitar la máquina, conjuntamente con las pérdidas en los reóstatos del circuito de excitación, pero con excepción de las pérdidas de rozamiento y ventilación. Se deben incluir también las pérdidas en los rectificadores de los sistemas de excitación sin escobillas ("brushless"), en los engranajes, correas o transmisiones similares entre el eje de la máquina y la excitatriz. Se deben tener en cuenta todas las pérdidas en cualquier aparato que se utilice para la autoexcitación y regulación y que esté conectado a los terminales de la máquina sincrónica. 3.10.5 Pérdidas de excitación ×

Las pérdidas de excitación se calculan con la expresión I2 R, teniéndose en cuenta que la resistencia del devanado de excitación corresponde al valor corregido a la temperatura de referencia, y la corriente de excitación corresponde a la condición nominal de funcionamiento, medida directamente durante el ensayo en carga. En casos en que no es posible la realización del ensayo en carga el método de determinación de la corriente que se utiliza para evaluar las pérdidas debe ser acordado entre el fabricante y el comprador. 3.10.6 Pérdidas en las escobillas

Se determinan como el producto de la corriente de excitación nominal por la caída de tensión en escobillas. La caída de tensión admitida para todas las escobillas de cada polaridad será: • escobillas de carbón o grafíticas 1.0 V • escobillas metalgrafíticas 0.3 V es decir una caída total de 2.0 V para las de carbón o grafíticas, y 0.6 para las metalgrafíticas. 3.11 METODOS DE ENSAYOS PARA LA DETERMINACION DE LAS PERDIDAS Y DEL RENDIMIENTO. Los ensayos se deben realizar en la máquina nueva con todos los elementos necesarios para su servicio normal, con todos los dispositivos de regulación automática de tensión. Los instrumentos de medición y sus accesorios, tales como transformadores de medición, shunts y puentes utilizados durante los ensayos, deben ser al menos de clase

184

1.0. Los instrumentos utilizados para la medición de las resistencias en corriente continua deber ser al menos de clase 0.5. La determinación del rendimiento de una máquina sincrónica puede ser realizada utilizando un método directo o uno indirecto. El método directo requiere la medición simultánea de la potencia entregada y de la potencia absorbida, y se puede aplicar en aquellos casos en que la diferencia de potencia alcanza un valor considerable, de modo tal que los errores de medida puedan considerarse despreciables respecto al valor de las pérdidas medidas. En máquinas medianas y grandes se prefiere recurrir al método indirecto, que consiste en la determinación del rendimiento convencional, mediante la medición separada de las distintas pérdidas presentes en la máquina. En tal sentido las normas proponen distintos métodos y en el caso de que se puedan utilizar métodos alternativos para un determinado tipo de máquina, se indican cuales son aquellos preferibles. Se debe tener en cuenta que el proyectista evalúa las pérdidas y el rendimiento mediante cálculos que no siempre tienen en cuenta la totalidad de las pérdidas que se manifiestan en la máquina en las condiciones normales de funcionamiento. Son los ensayos los que en definitiva determinan el grado de apartamiento entre los valores calculados y los medidos y que como se sabe son motivo de las garantías. Por ello cuando el rendimiento o las pérdidas totales se obtienen mediante la medición de la potencia de entrada y de salida, una inexactitud en estas mediciones se traduce en un error directo del rendimiento (mediciones de potencia con una exactitud no mayor del 1%, pueden dar un error de la determinación del rendimiento o de las pérdidas del 2%). 3.12 SISTEMAS DE EXCITACION. Tienen la función de suministrar la corriente de campo de la máquina, y comprenden todos los elementos de control y de regulación, como así también los dispositivos de protección. Según como estén realizados estos sistemas se clasifican en la forma que a continuación se indica: 3.12.1 Excitatriz rotante.

Máquina rotante que recibe la potencia mecánica por el eje. Normalmente la excitatriz se encuentra montada en el mismo eje de la máquina sincrónica. En algunos casos la excitatriz está impulsada por otra máquina. 3.12.1.1 Excitatriz de corriente continua.

185

Excitatriz rotativa que utiliza un colector y escobillas para suministrar corriente continua. 3.12.2 Excitatriz de corriente alterna.

Excitatriz rotativa que utiliza rectificadores para suministrar corriente continua. Los rectificadores pueden ser controlados o no. 3.12.2.1 Excitatriz de corriente alterna con rectificadores estáticos.

Es aquella en la cual la salida de los rectificadores se conecta a las escobillas de anillos rozantes del arrollamiento de campo de la máquina sincrónica. 3.12.2.2 Excitatriz de corriente alterna con rectificadores giratorios (sin escobillas, "brushless").

Es aquella en la cual los rectificadores giran con el eje común de la excitatriz y de la máquina sincrónica, la salida de los rectificadores se conecta directamente, sin anillos ni escobillas, al arrollamiento de campo de la máquina sincrónica. 3.12.3 Excitatriz estática.

Excitatriz que suministra su potencia a través de una o más fuentes eléctricas estáticas, utilizando para ello rectificadores fijos para suministrar la corriente continua. 3.12.3.1 Excitatriz estática a fuente de tensión.

Es aquella que recibe su potencia únicamente de una fuente de tensión (que pueden ser los terminales de la máquina sincrónica) y utiliza rectificadores controlados. 3.12.3.2 Excitatriz estática compuesta.

Es aquella que recibe su potencia de la combinación de una fuente de corriente y una de tensión (dependiendo de las magnitudes en bornes de la máquina sincrónica). La adición de los aportes puede ser realizada indistintamente por la fuente de corriente alterna o la de continua de los rectificadores, y puede efectuarse en paralelo o en serie. Los rectificadores pueden ser controlados o no dependiendo ello del diseño adoptado. 3.13 TOLERANCIAS DE LAS CARACTERISTICAS NOMINALES. En la Tabla 3.3 se indican las tolerancias fijadas por las normas que corresponden para cada una de las magnitudes de las características nominales que son objeto de garantías por parte del fabricante y que se comprueban durante la recepción de la máquina. TABLA 3.3 MAGNITUD

TOLERANCIA

Rendimiento determinado por suma de pérdidas:

- 15% de (1 - rendimiento)

186

máquinas de potencia ≤ a 50 kW

- 10% de (1 - rendimiento)

máquinas de potencia > a 50 kW

+ 10% de las pérdidas totales

Pérdidas totales:

± 30% del valor garantizado

máquinas de potencia > 50 kW

± 15% del valor garantizado

Valor de pico de la corriente de cortocircuito de

± 10% del valor garantizado

un alternador en las condiciones especificadas: Corriente de cortocircuito permanente de un alternador para una excitación especificada: Momento de inercia:

1.14 IRREGULARIDADES DE LA FORMA DE ONDA. 3.14.1 Prescripciones de ensayo

Estas prescripciones se aplican solamente a máquinas sincrónicas de potencia igual o superior a 300 kW (o kVA) destinadas a ser conectadas a sistemas que funcionan a frecuencias nominales de 16 2/3 Hz a 100 Hz inclusive con el fin de reducir a un mínimo las interferencias entre líneas de transporte y los circuitos adyacentes. El grado de deformación de la onda de tensión de un generador, respecto a una onda sinusoidal, se puede determinar experimentalmente y para ello se requiere un instrumento adecuado (analizador de armónicas) que permita medir el valor eficaz de las armónicas. La gama de frecuencias de medida debe cubrir todas las armónicas desde la frecuencia nominal hasta 5000 Hz inclusive. La prueba se realiza con la máquina funcionando en vacío a la velocidad y tensión nominales. Con los valores eficaces obtenidos de cada una de las armónicas se calcula el factor armónico telefónico (FAT) de la tensión con la siguiente fórmula:

En: valor eficaz de la armónica de rango "n" de la tensión entre bornes delínea. U: valor eficaz de la tensión entre bornes de línea.

187

lambdan: factor de ponderación para la frecuencia correspondiente a la armónica de rango "n". Los valores numéricos del factor de ponderación para las diferentes frecuencia están indicados en la Figura 3.2. Por último digamos que el factor armónico telefónico (FAT) de la tensión entre bornes de línea medida conforme a los métodos indicados por las normas no debe superar los valores indicados en la Tabla 3.4. TABLA 3.4 POTENCIA DE LA MAQUINA

FAT

desde 300 hasta 1000 kW (kVA)

5.0%

más de 1000 hasta 5000 kW (kVA)

3.0%

más de 5000 kW (kVA)

1.5%

188

3.15 GRADOS DE PROTECCION El grado de protección contra la penetración en el interior de la máquina de cuerpos sólidos o de agua está íntimamente vinculado con el tipo de ventilación y refrigeración adoptado, y además con el lugar donde la máquina deberá funcionar, es decir, interior o intemperie. 3.15.1 Algunos tipos de ventilación

La Figura 3.3 muestra un esquema de ventilación de un máquina protegida. Se observa que el aire ingresa por ambos extremos de la máquina (por el lado acoplamiento directamente y por el lado contrario a través de la excitatriz, refrigerando esta última.

Es conducido adecuadamente e impulsado por dos ventiladores a circular desde los extremos hacia el centro de la máquina. Parte del aire refrigera las cabezas de bobinas y el resto pasando a través de los canales radiales de refrigeración refrigera las bobinas y el paquete magnético, siendo luego conducido a salir por los costados de la máquina.

La Figura 3.4 muestra un esquema de ventilación de una máquina protegida contra la intemperie según las normas americanas NEMA. • la parte superior encierra el sistema de ventilación; • la parte inferior encierra la máquina propiamente dicha.

189

El aire es aspirado a través de amplias aberturas a persiana existentes sobre el cajón superior pasando a través de filtros y, así depurado, experimenta tres cambios de dirección a 90 grados, desciende en la máquina para refrigerar las partes activas en forma análoga a lo descripto en el caso anterior; la sección de los canales debe ser de modo tal de obtener una baja velocidad del aire, no superior a 3 m/s. Por último sale del cajón superior por ambos extremos. Si se impele demasiado aire la energía necesaria para la ventilación es demasiado grande y ello va en detrimento del rendimiento. Si el caudal de aire es demasiado bajo la máquina puede superar los niveles de temperatura fijados por las normas. El caudal de aire que es necesario suministrar a una máquina es proporcional a la energía disipada y depende de la velocidad media del flujo dentro de la misma. Normalmente la velocidad es del orden de 4 a 5 m/s y no debe superar los 7 m/s. La Figura 3.5 muestra un esquema de ventilación de una máquina cerrada con bocas de ventilación.

190

La aspiración y descarga del aire se realiza a través de un cajón dispuesto sobre la carcaza, sobre el cual están ubicadas las bocas para la conexión de los conductos de ventilación. El aire proviene de un ambiente distinto de aquel en el cual está instalada la máquina. Esta ejecución permite instalar la máquina en ambientes con atmósfera contaminada. La Figura 3.6 muestra un esquema de ventilación de máquinas cerradas con refrigeración por agua. Como se puede observar el circuito de ventilación es cerrado, la refrigeración del aire se realiza mediante un intercambiador de calor aire-agua, montado sobre la carcaza de la máquina que puede ser fácilmente desmontado para el mantenimiento o bien para una eventual reparación, quedando la máquina en condiciones de funcionamiento temporáneo refrigerada con aire a ciclo abierto. El agua debe ser dulce, sin sustancias que puedan corroer o incrustar los tubos y consecuentemente reducir con el tiempo la capacidad de intercambio de calor del sistema.

191

3.16 DESCRIPCION DE FORMAS CONSTRUCTIVAS. La Figura 3.7 muestra en conjunto la construcción de un alternador de eje horizontal.

La carcaza está construida en chapa de acero dulce cilindrada y soldada con placas de base para su anclaje sobre la fundación.

192

La caja de bornes se encuentra ubicada directamente sobre la carcaza. Las tapas o escudos también están construidos con acero dulce soldado, confiriéndole una adecuada rigidez mediante costillas. Tiene una sola tapa porta cojinete debido a que esta máquina se acopla rígidamente con el motor primario. Además es de tipo autoventilado con circuito abierto, protegida contra goteo y entrada de cuerpos sólidos de pequeño tamaño. Tiene aberturas de ventilación protegidas por medio de una malla metálica o chapa matrizada. El paquete estatórico está formado por chapas de hierro silicio de 0.5 mm de espesor, tratadas con barnices aislantes con el objeto de disminuir las pérdidas debidas a las corrientes parásitas. El paquete magnético está montado en la carcaza mediante un adecuado sistema de costillas y anillos prensa paquete. El inductor está formado por el eje, la corona polar, los polos, los devanados inductores y la jaula amortiguadora. En algunos casos con objeto de lograr un valor de GD2 necesario la máquina puede tener un volante. La corona polar está construida en acero dulce laminado fijada al eje mediante chavetas tangenciales o por calado en caliente con adecuada interferencia. Los núcleos polares están construidos formando un paquete de chapas de acero dulce de aproximadamente 1.5 mm de espesor y una vez prensadas mantenidas mediante adecuados planos frontales, los que a su vez están unidos por medio de un tirante pasante soldado a los mismos. Como se puede observar el montaje de los polos está realizado mediante un encastre de tipo cola de milano y fijado a la corona polar por medio de una chaveta longitudinal. Los anillos colectores están colocados en el extremo del eje sobre el lado de la excitatriz, y la conexión entre anillos y devanado inductor se efectúa por medio de cables muy flexibles aislados que pasan a través de un orificio (debidamente aislado) que está ejecutado en el mismo eje. La circulación del aire de refrigeración se obtiene mediante un ventilador instalado sobre la rueda polar. La excitatriz es un generador de corriente continua de construcción protegida, autoventilada con circuito abierto, estando montado su inducido sobre la prolongación del eje del alternador, y su estator en voladizo sobre un escudo de este último. La Figura 3.8 muestra una máquina fabricada con criterios similares, pero con algunas diferencias importantes que se destacan. 193

La máquina tiene dos tapas portacojinete y el acoplamiento con el motor impulsor debe ser de tipo elástico.

Esta máquina es de mayor potencia que la anterior, sus bornes están ubicados en la parte central inferior de la carcaza con el objeto de facilitar la conexión de los cables (de gran sección). La corona polar está constituida con acero dulce cilindrado y soldado y vinculada con el cubo que la fija al eje mediante rayos también soldados. El montaje de los polos se realiza para este caso con bulones de acero. La Figura 3.9a muestra el aspecto exterior de generadores sincrónicos del tipo sin escobillas ("brushless") con regulador electrónico de tensión incorporado que se encuentra ubicado en la parte superior de la máquina

conjuntamente

con

los

bornes

de

conexión,

la

194

figura de arriba corresponde a una máquina tamaño 160, la

de abajo tamaño 400, la Figura 3.9b muestra el principio de funcionamiento del regulador.

Estos alternadores responden a dimensiones normalizadas construidos según cinco alturas de eje distintas y cubren con distinto número de polos, y para distintas tensiones y frecuencias la gama de potencias indicada en la Tabla 3.5. TABLA 3.5 POTENCIA

FRECUENCIA POLOS Hz

kVA

TENSION V

10 a 1200

50

4

400/231

12 a 1440

60

4

450/260

350 a 800

50

6

400

420 a 960

60

6

450

210 a 500

50

8

400

250 a 600

60

8

450

La protección normal de estas máquinas es IP21, es decir, no pueden penetrar cuerpos sólidos con un diámetro mayor de 8 mm y además no pueden penetrar gotas de agua que caen verticalmente.

195

La carcaza está realizada en fundición o en hierro dulce soldado, las tapas o escudos son en fundición con orificios de ventilación. La Figura 3.10 muestra algunos detalles constructivos de los rotores correspondientes, arriba tamaño 200, abajo tamaño 400. Las ruedas polares están construidas de hierro dulce laminado con jaula amortiguadora realizada con cobre.

La excitatriz de corriente alterna sin escobillas está montada coaxialmente del lado opuesto al acoplamiento. Se pueden observar los elementos de sujeción del devanado de excitación como así también otros detalles constructivos. 3.17 MOTORES SINCRONICOS. La máquina sincrónica también puede funcionar como motor para accionar por ejemplo compresores y bombas, generalmente se utiliza trabajando con un factor de potencia en adelanto contribuyendo de esta manera a compensar la potencia reactiva de las cargas inductivas. La Figura 3.11 muestra un típico motor sincrónico de cuatro polos, totalmente cerrado y refrigerado por agua-aire mediante un intercambiador de calor.

196

Como se observa el flujo axial de aire es impulsado por un ventilador montado sobre el eje de la máquina y conducido a través de conductos para refrigerar el rotor y el estator, pasando luego a través del intercambiador de calor para retornar nuevamente al circuito de refrigeración. El sistema de excitación es del tipo sin escobillas con rectificadores rotativos. Se pueden observar además algunos detalles constructivos del amarrado y sujeción del paquete estatórico mediante dos anillos frontales y tirantes con tuercas de fijación en ambos extremos. Otro detalle interesante de destacar es la forma de armado de las piezas polares mediante bulones de acero magnético ubicados en adecuadas fresaduras realizadas en la expansión polar. Las bobinas se colocan en el paquete estatórico fuera de la carcaza y luego todo el conjunto es impregnado con un sistema de aislamiento que se realiza en autoclave mediante un tratamiento de vacío, secado e impregnación con adecuadas resinas epóxicas, y posterior secado en un horno a alta temperatura para endurecerla. Este sistema confiere al conjunto (bobinas y paquete) una sólida resistencia mecánica y confiable aislación. Por último se observa en la figura que la máquina tiene cojinetes del tipo con metal antifricción, con refrigeración forzada en aceite. 197

Para proteger las superficies de metal de los cojinetes de las corrientes que pueden circular por el eje de la máquina produciendo una degradación de las superficies, se aisla adecuadamente respecto al eje de la máquina uno de los cojinetes. 3.18 GRANDES ALTERNADORES. La Figura 3.12 muestra el paquete estatórico de un generador constituido por chapas magnéticas de hierro silicio, prensado y puede observarse que el conjunto está sujeto por medio de una robusta jaula de acero soldado que garantiza su rigidez.

Este tipo de construcción permite realizar el devanado y su impregnación fuera de la carcaza lo cual asegura una mejor ejecución y una impregnación más eficaz, cuando es así se dice que el paquete estatórico esta bobinado fuera de la carcaza. El paquete una vez terminado con su devanado se monta en caliente en la carcaza, de la cual puede ser retirado con relativa facilidad si fuese necesario sustituirlo. Se pueden observar los canales radiales de ventilación y los dispositivos de sujeción de las cabezas de bobinas que tienen por finalidad sostener solidariamente esta parte del devanado. Además estos dispositivos de sujeción de las cabezas de bobinas, se utilizan para sujetar las conexiones frontales de las bobinas entre si para la formación de las respectivas fases o bien las conexiones de los posibles circuitos en paralelo. La Figura 3.13 muestra en detalle las cabezas de bobinas de un alternador de polos salientes de 4 polos (potencia 16 MVA) soportadas con ataduras de fibra de vidrio.

198

La Figura 3.14 permite observar algunos detalles constructivos de la carcaza de un generador sincrónico de 22.5 MVA, 13.2 kV, 50 Hz, 4 polos refrigerado con aire.

En la Figura 3.15 se observa la máquina durante el proceso de montaje del paquete magnético. En máquinas de gran tamaño, como estas últimas, el paquete estatórico se debe armar con segmentos de chapas magnéticas prensados en una sola operación (que se observan

199

en la parte superior de la figura) que se van apilando con la ayuda de dispositivos que permiten su perfecta alineación longitudinal.

El montaje se realiza de modo que las juntas que se forman queden alternadas, es decir, se empieza por una primera capa de segmentos colocados uno a continuación del otro; la segunda capa se coloca de modo que la junta entre dos segmentos de la capa anterior se encuentre en la parte central de un segmento, completándose de este modo la segunda capa y así sucesivamente. Una vez realizada esta operación el paquete es prensado y sujetado mediante los tirantes como se observa en la figura última pudiéndose también ver los canales radiales de ventilación. La Figura 3.16 muestra el eje de la máquina y parte del inductor (cuello) que es un conjunto forjado de una pieza térmicamente tratada en caliente, de resistencia mecánica y permeabilidad magnética elevadas y luego mecanizada.

La Figura 3.17 indica la forma de la expansión polar, parcialmente laminada, con la zapata polar formada por paquetes remachados, y asegurados al cuerpo macizo en las entalladuras de la figura anterior (previa colocación del devanado de excitación

200

mostrado en la Figura 3.18), mediante tirantes que pasan a través de los orificios de mayor diámetro, esta forma constructiva se la conoce con el nombre de tipo a peine.

Los restantes orificios que se observan en la zapata polar alojan las barras del devanado amortiguador. Las barras amortiguadoras están soldadas en ambos extremos a los anillos de cobre los cuales se encuentran reforzados mediante anillos de acero que sirven de montaje de los ventiladores. En la Figura 3.19 se muestra un corte longitudinal de la máquina que permite observar en conjunto algunos detalles constructivos y además el recorrido del flujo del aire de refrigeración. La nomenclatura de las partes componentes de la máquina indicadas en esta última figura se detallan en la Tabla 3.6.

201

TABLA 3.6 Pos.

COMPONENTES

1

Cabeza de bobina

2

Deflector del aire de refrigeración

3

Ventilador centrífugo

4

Devanado de excitación

5

Soporte cojinete (con refrigeración forzada) lado acoplamiento

6

Soporte cojinete (con refrigeración forzada) lado excitatriz

7

Termómetro del cojinete

8

Barral porta escobillas

9

Anillos rozantes para alimentar el devanado del inductor

10

Bornes de conexión de los detectores de temperatura estatórica

11

Bornes de conexión de la máquina

12

Acoplamiento elástico de la excitatriz

13

Excitatriz principal (excitación convencional)

14

Excitatriz piloto (excitación convencional)

15

Entrada de aceite forzado

16

Salida de aceite forzado

17

Entrada del aire de refrigeración

202

18

Salida del aire de refrigeración

3.19 ESFUERZOS EN LAS CABEZAS DE BOBINAS. La cabeza del devanado estatórico se encuentra solicitada por fuerzas espaciales, no contenidas en un plano, y que varían con una frecuencia doble a la de la red. Estas fuerzas son proporcionales al cuadrado de la corriente y son muy elevadas tanto en sentido radial como tangencial, de modo que durante un cortocircuito las fuerzas actuantes pueden ser de 60 a 250 veces mayores que durante las condiciones normales de funcionamiento. El dimensionamiento de los elementos de soporte de las cabezas de bobina no deberá basarse solamente en criterios estáticos, sino que deberá igualmente considerarse el comportamiento dinámico. Se debe tener en cuenta que el aflojamiento del devanado, debido a los desplazamientos relativos de las partes, podría ser la causa de daños locales. Algunos constructores han previsto dispositivos de retensado de las cabezas de bobina, que pueden verificarse con facilidad durante las revisiones o después de haberse presentado un cortocircuito de magnitud importante, de este modo se puede asegurar que las cabezas del devanado tengan siempre la misma rigidez durante toda la vida útil de la máquina. Es de suma importancia retensar las cabezas en los primeros años de explotación debido a que durante su funcionamiento se producen aflojamientos que deben ser corregidos a tiempo. Para conocer el comportamiento estructural de los soportes, y poder evaluar sus características después del montaje del devanado y del soporte de las cabezas del mismo se pueden realizar ensayos, para ello la cabeza del devanado se excita mecánicamente con un dispositivo adecuado y se miden las frecuencias propias y la gráfica de la oscilación. La frecuencia propia se deberá encontrar suficientemente apartada respecto al duplo de la frecuencia de la red, y que corresponde a la frecuencia de las fuerzas de cortocircuito. El diseño de un apropiado sistema soporte de cabezas de bobinas se basa en el conocimiento de los esfuerzos actuantes tanto en estado permanente como transitorio. Dado que estas fuerzas no se pueden medir directamente es esencial que al menos los cálculos teóricos y consecuentemente los esfuerzos, sean controlados mediante mediciones. De este modo resulta posible cuantificar los errores introducidos por las aproximaciones y simplificaciones que dependen del modelo de cálculo utilizado.

203

El cálculo de los esfuerzos puede encararse con el principio mostrado en la Figura 3.20, la fuerza instantánea que actúa sobre un elemento j que conduce corriente debida al elemento k, puede calcularse aplicando la ley de Biot-Savart, siendo:

• ij : corriente en el elemento • lj : longitud del elemento j en dirección de la corriente • rjk: radio vector entre los elementos j y k • fj : fuerza instantánea Las fuerzas de cortocircuito son importantes en todas las máquinas, pero asumen máximos valores en las máquinas de dos polos (grandes turbogeneradores). En cambio en las máquinas de polos salientes, que tienen un paso menor y por consiguiente las cabezas de bobinas sobresalen menos se presentan esfuerzos menores. En máquinas de gran número de polos aparece otra razón que contribuye a la reducción de los esfuerzos, en efecto las corrientes en las cabezas son relativamente menores porque hay más vías de corriente.

204

3.20 CRITERIOS DE DIMENSIONAMIENTO Y METODO DE CALCULO Normalmente se conocen las especificaciones que deberá satisfacer la máquina que se debe proyectar. Como para el transformador, la especificación conduce a adopciones que deben acompañarse con otras que el proyectista con su mejor criterio debe hacer para avanzar en su tarea. Quedan entonces definidos: • el tipo de generador • la velocidad • el método de refrigeración • la clase de aislamiento • el tipo de excitación • algunas características mecánicas • los materiales utilizados Los criterios con los que el proyectista avanza en su tarea, son los mismos ya comentados para el transformador, y en general son válidos cualquiera sea el proyecto de máquina de que se trate. El método de cálculo adoptado es uno de los posibles, y se ha dividido en pasos que en algunos casos son comunes con otras máquinas. Es todavía importante recordar que en este texto sólo se encara el cálculo y dimensionamiento electromagnético de las máquinas eléctricas, no debiendo olvidar que particularmente para las máquinas rotantes son fundamentales las verificaciones mecánicas, (esfuerzos, vibraciones, etc.) cuya importancia aumenta con la velocidad y la potencia (tamaño), como así también las verificaciones térmicas (permanentes y transitorias) 3.21 DETERMINACION DE DATOS BASICOS Y PRIMERAS ESTIMACIONES (PASO1) El cálculo requiere disponer (o adoptar algunos) de los siguientes datos: • Potencia del generador kVA • Tensión de generación V • Frecuencia en Hz

205

• Conexión (estrella o triángulo) • Velocidad sincrónica vpm • Coseno ϕ • Rendimiento % Se determina el número de polos en base a la frecuencia y la velocidad sincrónica, controlando que este número debe ser par, y coherente con la frecuencia y la velocidad. Se calcula la corriente de línea y de fase, en base a la potencia, y se determina la tensión de fase teniendo en cuenta la conexión. El proyecto básico debe iniciar proponiendo dimensiones que se adoptan con distintos criterios, independientemente de ellos se debe tener claro el significado de estas dimensiones. En pequeñas máquinas, para potencias hasta alrededor de 100 kVA, los paquetes magnéticos se hacen compactos, es decir, sin canales de ventilación. Para obtener una adecuada refrigeración en máquinas grandes, es decir, evitar la presencia de zonas calientes en aquellas partes de la máquina donde la ventilación resulta más dificultosa, se adoptan canales radiales de refrigeración. Para ello se subdivide la longitud del hierro estatórico conformando paquetes que están separados entre si por canales que tienen una dimensión que va de 10 a 15 mm a medida que aumenta la potencia. Normalmente la longitud de los paquetes está comprendida entre 40 y 80 mm y su longitud se hace decrecer en modo racional desde los extremos hacia el centro del inducido (para hacer más efectiva la refrigeración en esta zona presumiblemente más caliente). En consecuencia la longitud total del paquete estatórico resulta suma de las longitudes de los paquetes elementales (longitud de hierro) más la longitud que corresponde a los canales de refrigeración. En correspondencia con los canales radiales de ventilación se produce una desuniformidad del campo magnético (axial) en el entrehierro, un fenómeno similar se presenta en los extremos frontales del paquete. El efecto de distorsión del campo magnético depende principalmente de la dimensión del entrehierro de la máquina y también de la existencia de canales sólo en el estator, sólo en el rotor o en ambos y para este último caso si se encuentran enfrentados o no. Otros datos que deben estar impuestos o se deben adoptar con algún criterio son: • paso polar en mm

206

• relación largo ideal paso polar • densidad lineal de corriente A.esp/mm • número de ranuras por polo y por fase • tipo de entrehierro (variable o constante) • factor de devanado • factor de apilado del estator • ancho total de los canales de ventilación en mm Recordemos que en este texto se trata de dar criterios generales de dimensionamiento aplicables a máquinas de pequeña y mediana potencia. También se hacen comentarios aplicables a máquinas de gran tamaño, sin pretender agotar estos complejos temas. El paso polar se determina en base a la potencia relativa (en kVA.seg) que se obtiene de dividir la potencia por el número de polos, la frecuencia y la relación lamda (largo ideal / paso polar). En consecuencia antes de adoptar el paso polar se debe proponer un valor adecuado de lamda, para lo cual se puede utilizar la Figura 3.21 da la relación entre el largo ideal y el paso polar (lamda) en función del número de polos.

207

Valores elevados de esta relación conduce a obtener máquinas más largas y en consecuencia de construcción más económica, pero con mayores problemas de refrigeración, siendo esta dificultad la que impone un límite a la longitud de la máquina. La tendencia actual es la de construir máquinas de mayor longitud, estudiando adecuadamente su refrigeración. Los valores de lamda son sensiblemente más altos en turbogeneradores (máquinas de dos polos) por razones de resistencia mecánica. Adoptado lamda, determinada la potencia relativa y con el número de polos, de la Figura 3.22 se obtiene el valor tentativo del paso polar y en consecuencia queda determinado el diámetro al entrehierro de la máquina y el largo ideal.

No se comete un error grosero en las primeras iteraciones de cálculo de una máquina rotante si se considera que el largo ideal es igual al largo total del núcleo. El largo ideal tiene en cuenta las líneas de campo que entran lateralmente en los extremos del núcleo y a través de los canales radiales de ventilación (cuando existen). Para tener en cuenta el efecto del ancho de los canales de ventilación se debe determinar un ancho equivalente. Cuando no hay canales radiales de ventilación la longitud ideal es la del núcleo (con un error mínimo), mientras que cuando la máquina tiene canales se tienen que determinar tres longitudes: la del núcleo, la del hierro y la ideal. Debido a los canales de ventilación la permeancia no es constante a lo largo de la máquina y por lo tanto la inducción en el entrehierro experimenta variaciones en el 208

sentido axial, presentando una disminución frente a los canales de ventilación. El ancho magnético equivalente del canal depende de su ancho geométrico y del entrehierro de la máquina. Si se trata de máquinas donde únicamente en una parte estator o rotor hay canales radiales de refrigeración, el largo ideal se determina descontando al largo total del estator o del inducido, el número de canales por el ancho (magnético) equivalente del canal. Cuando ambas partes de la máquina tienen canales de ventilación, estos pueden encontrarse enfrentados o no. Si se encuentran enfrentados la longitud ideal se determina en igual forma al caso en que se tienen canales de un solo lado, cuando en cambio no están enfrentados se debe descontar al largo total la suma del producto del número de canales estatóricos por su ancho equivalente más el número de canales rotóricos por su correspondiente ancho equivalente (los canales del estator y rotor pueden tener distinta dimensión). Las máquinas de polos salientes y los turbogeneradores tienen entrehierros relativamente grandes (respecto del ancho de los canales que normalmente se utilizan) por lo que el ancho equivalente es relativamente pequeño y consecuentemente el largo ideal está más próximo al largo del núcleo. La densidad lineal de corriente, magnitud análoga a la utilizada en el diseño del transformador, se calcula en las máquinas rotantes multiplicando el número de fases, por el número de conductores por fase, por la corriente de fase y dividido por el desarrollo del entrehierro. Las máquinas rotativas están constituidas por materiales activos (hierro y conductores) en los cuales se generan pérdidas, y por materiales inertes (aislantes). Los materiales activos poseen una gran conductividad térmica al menos en una dirección. Ello conduce a pensar que los mismos se calientan uniformemente, es decir, que la temperatura es la misma en todos los puntos. Si una parte activa de la máquina posee superficies terminales diversamente refrigeradas, y por lo tanto temperaturas distintas, se establece un flujo térmico interno. Las partes inertes atravesadas por el flujo térmico, son principalmente los materiales aislantes y las superficies en contacto con el fluido refrigerante. La densidad lineal de corriente tiene relación con el calentamiento de la máquina y se elige en función de la potencia y del número de polos. Se determina si corresponde la relación entre el largo ideal y el paso polar en base al número de polos. Luego se determina si corresponde en base al gráfico de la Figura 3.22 el paso polar. 209

Con estos datos se determina el diámetro al entrehierro y la longitud ideal. Por último se determina la densidad lineal de corriente en el caso de no haber sido impuesta, los valores utilizados fueron extraídos de la Figura 3.23, pero se han incrementado con un factor 1.2 para adecuarlo a las construcciones actuales.

3.22 FUERZA ELECTROMOTRIZ INDUCIDA. Si en un alternador de polos salientes en vacío relevamos la distribución de la componente de la inducción normal a la superficie del entrehierro, se obtiene un diagrama que se aparta notablemente de una onda sinusoidal según indica la Figura 3.24.

210

Su forma está influenciada por diversos factores como ser la relación entre la longitud de la expansión polar y el paso polar, la dimensión del entrehierro en cada uno de sus puntos (entrehierro constante o variable), la forma de la ranura, la saturación de los dientes. Actuando adecuadamente sobre estos diversos elementos es posible modificar, claro está dentro de ciertos límites, la distribución del flujo a lo largo del entrehierro, y en consecuencia el grado de deformación de la onda de tensión respecto de una onda sinusoidal. En la Figura 3.24 se indica como ya hemos mencionado la forma del campo magnético en vacío producida por un inductor de polos salientes, para una relación igual a 0.7 A medida que esta relación aumenta la forma del campo se hace más sinusoidal, pero aumenta notablemente el flujo de dispersión que se establece entre dos polos inductores contiguos. Como consecuencia de ello el valor óptimo normalmente utilizado es 2/3 que resulta de una situación de compromiso entre la deformación del campo y el valor de la dispersión entre polos aceptables.

211

De esta relación y del tipo de entrehierro (constante o variable) depende además el factor de forma que se indica en la Figura 3.25 y que se utiliza en el cálculo de la fundamental de la f.e.m. con la fórmula:

siendo: • HK1 : factor de forma • HK2 : factor de distribución • HK3 : factor de acortamiento • HN : número de conductores activos por fase • FO : frecuencia • WB : flujo Para una dada curva de campo se puede realizar un análisis armónico que conduce a considerar una distribución de flujo constituido por una suma de flujos sinusoidales de frecuencia creciente con la serie de números impares. La fuerza electromotriz inducida se puede expresar con la fórmula:

212

donde

siendo: • n: orden de la armónica • HK2n: factor de distribución de la armónica considerada • HK3n: factor de acortamiento de la armónica considerada • HN: número de conductores activos por fase • FOn: frecuencia de la armónica considerada • WBn: flujo de la armónica considerada El factor de distribución para un arrollamiento trifásico en función del orden de la armónica se calcula con la expresión (válida para ángulos dados en grados):

siendo: • NFAS: número de fases • QPFE: ranuras por polo y por fase equivalentes El factor de acortamiento en función del orden de la armónica se calcula con la expresión:

siendo ANGU el ángulo de acortamiento de la bobina. Es importante recordar que en la conexión estrella las armónicas tercera y sus múltiplos (homopolares) tienen resultante nula, es decir, no aparecen en la tensión de línea. Las armónicas de las cuales es necesario preocuparse con el objeto de reducir su magnitud son la quinta y la séptima. Como se puede observar en la Tabla 3.7 los factores de distribución, a medida que crece el orden de la armónica decrecen más rápidamente con el incremento del número de ranuras por polo y por fase que el correspondiente para la fundamental.

213

El factor de distribución puede ser negativo, y ello significa que esta armónica se encuentra en oposición de fase respecto de la fundamental. Las Figuras 3.26/a, Figura 3.26/b, Figura 3.26/c, muestran los valores del factor de distribución en función del orden del armónico poniéndose en evidencia que a medida que aumenta el número de ranuras por polo y por fase, los armónicos para los que se presenta el valor del factor de distribución igual al de la fundamental se alejan más entre si, por ejemplo para QPF = 2 los máximos se presentan para n = 11, 13, 23, 25 mientras que para QPF = 5 se presentan para n = 29, 31, 59, 61.

214

Surge inmediatamente que una forma de reducir la distorsión de la forma de onda de la f.e.m. inducida, es la de adoptar un número elevado de ranuras por polo y por fase.

215

Como es lógico la ejecución de la máquina impone por razones constructivas y económicas límites prácticos al número de ranuras totales. TABLA 3.7 QPF

1

2

3

4

5

6

10

infinito

1

1.000

0.966

0.960

0.958

0.957

0.956

0.955

0.955

3

1.000

0.707

0.667

0.653

0.647

0.644

0.639

0.637

5

1.000

0.259

0.218

0.205

0.200

0.197

0.193

0.191

7

1.000

-0.259

-0.177

-0.158

-0.149

-0.145

-0.140

-0.136

9

1.000

-0.707

-0.333

-0.271

-0.247

-0.236

-0.220

-0.212

11

1.000

-0.966

-0.177

-0.126

-0.109

-0.102

-0.092

-0.087

13

1.000

-0.966

0.218

0.126

0.102

0.092

0.079

0.073

15

1.000

-0.707

0.667

0.271

0.200

0.173

0.141

0.127

17

1.000

-0.259

0.960

0.158

0.102

0.084

0.064

0.056

19

1.000

0.259

0.960

-0.205

-0.109

-0.084

-0.060

-0.050

21

1.000

0.707

0.667

-0.653

-0.247

-0.173

-0.112

-0.091

23

1.000

0.966

0.218

-0.958

-0.149

-0.092

-0.054

-0.042

25

1.000

0.966

-0.177

-0.958

0.200

0.102

0.052

0.038

27

1.000

0.707

-0.333

-0.653

0.647

0.236

0.101

0.071

29

1.000

0.259

-0.177

-0.205

0.957

0.145

0.050

0.033

31

1.000

-0.259

0.218

0.158

0.957

-0.197

-0.050

-0.031

33

1.000

-0.707

0.667

0.271

0.647

-0.644

-0.101

-0.058

35

1.000

-0.966

0.960

0.126

0.200

-0.956

-0.052

-0.027

37

1.000

-0.966

0.960

-0.126

-0.149

-0.956

0.054

0.026

39

1.000

-0.707

0.667

-0.271

-0.247

-0.644

0.112

0.049

41

1.000

-0.259

0.218

-0.158

-0.109

-0.197

0.060

0.023

43

1.000

0.259

-0.177

0.205

0.102

0.145

-0.064

-0.022

45

1.000

0.707

-0.333

0.653

0.200

0.236

-0.141

-0.042

47

1.000

0.966

-0.177

0.958

0.102

0.102

-0.079

-0.020

49

1.000

0.966

0.218

0.958

-0.109

-0.092

0.092

0.019

51

1.000

0.707

0.667

0.653

-0.247

-0.173

0.220

0.037

53

1.000

0.259

0.960

0.205

-0.149

-0.084

0.140

0.018

55

1.000

-0.259

0.960

-0.158

0.200

0.084

-0.193

-0.017

57

1.000

-0.707

0.667

-0.271

0.647

0.173

-0.639

-0.034

n

216

59

1.000

-0.966

0.218

-0.126

0.957

0.092

-0.955

-0.016

61

1.000

-0.966

-0.177

0.126

0.957

-0.102

-0.955

0.016

63

1.000

-0.707

-0.333

0.271

0.647

-0.236

-0.639

0.030

65

1.000

-0.259

-0.177

0.158

0.200

-0.145

-0.193

0.015

El número de ranuras por polo depende de la dimensión del paso polar y de la tensión nominal de la máquina. Cuanto menor es el paso polar y más alta es la tensión, tanto menor debe ser el número de ranuras por polo para reducir el porcentual del espacio ocupado por los materiales aislantes del devanado. Es por este motivo que para máquinas de alto número de polos (hidrogeneradores) que tienen naturalmente un número de ranuras por polo y por fase relativamente pequeño, es conveniente adoptar un número de ranuras por polo y por fase fraccionario, y de este modo aun con un valor pequeño se puede obtener una forma de onda de tensión con un bajo contenido armónico. El número de ranuras por polo y por fase del inducido se encuentra normalmente dentro de los siguientes límites: • máquinas de polos salientes trifásicas entre 1.5 y 5 • turbogeneradores trifásicos entre 5 y 12 Se nota en la tabla que el factor de distribución para cada valor de ranuras por polo y por fase, tiene para algunas armónicas el mismo valor que para la fundamental. Estas armónicas que se las denomina armónicas de ranura, producen deformaciones en la cresta de la onda debido a la discontinuidad que introducen las ranuras en la superficie del inducido. En general las armónicas de ranura no son de gran amplitud pero aunque pequeña, debido a su frecuencia elevada, pueden resultar una fuente de ruido introduciendo disturbios en los circuitos de comunicaciones. El orden de la armónica se calcula con la expresión:

donde k = 1,2,3,... Estas armónicas pueden atenuarse inclinando los bordes de la expansión polar respecto del eje de la máquina de una distancia igual a un paso de ranura del estator.

217

La práctica muestra que la relación entre la longitud de la expansión polar y el paso polar 2/3 es adecuada. La rutina DETALF utiliza este valor considerado correcto en aplicaciones normales y para uso didáctico. 3.23 DEVANADOS DE ALTERNA. Los dos problemas que se presentan en la realización de los devanados abiertos de corriente alterna utilizados en los alternadores y motores de inducción son: • la forma de conexión de los conductores entre sí para formar una fase. • la forma de conexión de las fases entre sí y a la línea. Estudiaremos en particular los devanados trifásicos que tienen dos lados por ranura (a doble estrato) muy utilizados en la práctica. Respecto a los arrollamientos a simple estrato tienen la ventaja de permitir la adopción de un paso de devanado acortado en un número de ranuras cualquiera, lo que permite anular (cuando se puede) o atenuar la quinta y la séptima armónicas, siendo aconsejable para ello elegir un acortamiento de alrededor de 30 grados eléctricos. El acortamiento de paso reduce la longitud de las cabezas de bobina lo cual redunda en economía (menor peso de conductor) y además como se verá más adelante incide en el aporte que la cabeza de bobina hace a la reactancia de dispersión del devanado. Estos devanados se caracterizan por tener un número de bobinas igual al de ranuras. Por lo general, las cabezas de los devanados son iguales y están distribuidos en dos capas, y además todas las bobinas son iguales. Cuando el número de ranuras por polo y por fase es entero la realización del devanado es inmediata, no obstante ello el siguiente ejemplo pone en evidencia como se conduce esta parte del cálculo. Ejemplo: Con los siguientes datos se debe diseñar un devanado: • NFAS (número de fases) = 3 • NPOL (número de polos) = 8 • QPF (número de ranuras por polo y por fase) = 2 queda definido de este modo el número de ranuras totales de la máquina (QQ) que es igual a 48. De estas 48 ranuras corresponden 1/3, es decir, 16 ranuras a cada fase y estas se deben distribuir con regularidad debajo de todos los polos.

218

Resulta evidente que este caso se tienen 6 ranuras por polo según se puede ver en la Figura 3.27. Con el número de ranuras por polo se determina el ángulo eléctrico por ranura 180/6 = 30 grados. Como se puede observar en este ejemplo resulta posible efectuar un acortamiento del paso de la bobina de 1 ranura, que como se dijo anteriormente es el acortamiento conveniente. Se ha representado solamente el devanado de una fase debajo de un par de polos, indicándose el principio y el final de cada bobina y para mayor claridad del dibujo solamente las cabezas de bobina de un solo extremo de la máquina.

El devanado se repite en forma idéntica para los restantes polos, debiendo conectarse el final de las bobinas debajo del primer polo con el final de las bobinas debajo del segundo polo; el principio de las bobinas debajo del segundo polo con el principio de las bobinas debajo del tercer polo y así sucesivamente quedando de este modo dos extremos libres que son el principio y el final de la fase considerada. En este caso las bobinas debajo de cada polo de la fase considerada están conectadas en serie de modo tal que las f.e.m. se sumen y en sus extremos se tiene la tensión de fase deseada. Debido a la uniformidad a que se hizo mención las bobinas debajo de cada polo tienen todas la misma f.e.m. y la misma fase, y pueden por consiguiente conectarse todas en paralelo o bien conectar las bobinas debajo de cada par de polos en serie y estos cuatro grupos de bobinas en paralelo. Los devanados a doble estrato que tienen un número de ranuras por polo y por fase entero, tienen la ventaja de una mayor flexibilidad para realizar circuitos en paralelo, el número máximo de vías de corriente por fase es igual al número de polos; en general el 219

número de ramas posibles (entero) se obtiene a partir de los divisores del número de polos. Un arrollamiento dado se puede realizar conectando en serie entre sí los distintos grupos simétricos que pueden formarse, y estos a su vez en paralelo, teniéndose que verificar para que las ramas resulten absolutamente equivalentes que tengan la misma resistencia y reactancia por fase. Claro está que para que no varíe la tensión de fase el número de conductores (activos) que contribuyen a formar la f.e.m. total de la fase debe ser el mismo, independientemente de como se conecten las bobinas debajo de cada polo. Esto significa que en el caso último considerado, es decir, cuatro grupos en paralelo, el número de conductores de cada bobina deberá ser cuatro veces mayor pero como la corriente de fase se reparte ahora en las cuatro ramas en paralelo su sección deberá ser cuatro veces menor. En consecuencia el peso del conductor es el mismo, pero la sección que se maneja es menor facilitando la realización práctica de las bobinas. En este caso no todos los conductores que se pueden observar en la ranura contribuyen a la f.e.m. total razón por la cual se los denomina conductores presentes. El número de conductores presentes resulta entonces igual al número de conductores activos multiplicado por el número de ramas en paralelo (o vías de corriente). Los principios de las tres fases deben encontrarse a 120 grados eléctricos entre sí. En realidad lo que se pretende es que las f.e.m. resultantes en cada fase estén a 120 grados eléctricos entre si. Por razones de comodidad constructiva no es rigurosamente necesario que los principios de las tres fases se encuentren a 120 grados eléctricos entre sí, es decir, los principios estarán separados 120 + n × 360 grados eléctricos, donde "n" puede ser igual a 0, 1, 2 etc. Veamos ahora como se generan los devanados con un número de ranuras por polo y por fase fraccionario y cuales son sus características. En el ejemplo anterior hemos visto que a cada fase le correspondían 16 ranuras. Si adicionamos una ranura por fase el número de ranuras totales de la máquina resulta igual a 17× 3 = 51. La ranura por fase que hemos adicionado se debe repartir teóricamente debajo de los 8 polos que tiene la máquina, en consecuencia el número de ranuras por polo y por fase se ve incrementado en 1/8 resultando su nuevo valor 2 1/8 que expresado como fracción de dos números enteros resulta 17/8 Si adicionamos otra ranura por fase el nuevo número de ranuras totales resulta igual a 18× 3 = 54.

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Con un razonamiento análogo al anterior el número de ranuras por polo y por fase se incrementa en 2/8 y su nuevo valor resulta 2 2/8 que expresado como función de dos números enteros es igual a 18/8. Como resulta evidente el numerador de la fracción es el número de ranuras por fase y el denominador es el número de polos de la máquina. Ahora bien en el primer caso el máximo común divisor entre el numerador y el denominador es igual a 1. En el segundo caso el m.c.d. es igual a 2 y por lo tanto el número de ranuras por polo y por fase es igual a 9/4. El número de ranuras por fase dividido este m.c.d. da el número de ranuras equivalentes por polo y por fase, en este caso 9. El número de ranuras por polo y por fase es 2.25, su realización práctica exige un número de ranuras por polo y por fase entero (2 ó 3), se introduce de este modo una asimetría en el devanado como se puede observar en la Figura 3.28, es decir, debajo de los tres primeros polos se tienen 7 ranuras y debajo del último polo solamente 6.

Debido a que cada costado de bobina alojado en una ranura ocupa una posición diferente frente al polo correspondiente como se observa en la figura, se obtiene de este modo una mejor distribución del devanado y a los efectos del cálculo de los coeficientes de distribución para las distintas armónicas es equivalente a como si el número de ranuras por polo y por fase fuese igual a 9. El número de polos totales dividido por el m.c.d. da el número de polos de la unidad de devanado. En el caso que estamos considerando es igual a 4, es decir, para poder realizar el devanado que permita obtener tres tensiones de igual módulo y desfasadas entre si en 120 grados se requiere utilizar la mitad de los polos de la máquina. Debajo de los otros 4 polos restantes se puede realizar un devanado idéntico al anterior donde las f.e.m. de las fases tienen igual magnitud y fase, por lo tanto se puede conectar este último en paralelo con el primero.

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El número de vías de corriente en los devanados que tienen un número de ranuras por polo y por fase fraccionario es igual a este m.c.d., es decir, no se tiene la flexibilidad como ya visto cuando el número de ranuras por polo y fase es entero, siendo esto una limitación de estos devanados. Con referencia al número de conductores activos y presentes son válidas las consideraciones realizadas para los devanados que tienen un número de ranuras por polo y por fase entero. Además la relación entre el número de polos por unidad de devanado y el número de fases no debe ser entero a fin de que el devanado sea construible. En el ejemplo considerado el número de ranuras por polo es igual a 54/8 = 6.75 por lo tanto el ángulo eléctrico de una ranura es igual a 180/6.75 = 26.6 grados. Veamos ahora el criterio con que se debe elegir el acortamiento del paso de la bobina. Como el número de ranuras por polo es igual a 6.75 quiere decir que si no efectuamos ningún acortamiento se debería ir de la ranura 1 a la 7.75, por lo tanto si el paso se realiza de la ranura 1 a la 7 el acortamiento resultante es igual a 0.75× 26.6 = 20 grados. La otra posibilidad sería acortar el paso en una ranura más, es decir, el acortamiento resultará igual a 1.75× 26.6 = 46.6 grados, pero en este caso se lo considera excesivo, por cuanto el valor de 20 grados está más próximo al acortamiento conveniente. En el programa se llama una rutina para aceptar y verificar o proponer un número de ranuras por polo y por fase, cuando el usuario no lo propone. Si el número de ranuras por polo y fase es entero se lo acepta y se determina el número de ranuras equivalente (que coincide con el número de ranuras por polo y fase) y el número de ranuras por polo y totales. Si en cambio el número de ranuras es fraccionario eventualmente se ajusta un número de ranuras por polo y totales. Si este número es nulo (recordemos que estamos ejecutando el programa de cálculo de la máquina sincrónica) se propone en función del número de polos, un valor fraccionario adecuado. El número de ranuras por fase debe ser entero, debe entonces controlarse que el número de ranuras por fase sea entero y eventualmente se ajusta. Partiendo del número de ramas por fase y el número total de polos busca el máximo común divisor entre éstos, el número de ranuras por fase dividido este máximo común divisor da el número de ranuras equivalentes. El número de polos totales dividido por ese mismo factor da el número de polos de la unidad de devanado.

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La relación entre el número de ranuras por polo y por fase equivalente y el número de polos de la unidad de devanado da el número de ranuras por polo y por fase expresada como fracción de dos números enteros. Aplicando el algoritmo de Euclides se determina el máximo común divisor que es el número de ramas en paralelo. La relación entre el número de polos por unidad de devanado y el número de fases no debe ser entero a fin de que el devanado sea construible. Si en ese momento esta relación fuese un entero se incrementa en uno el número de ranuras por fase y se recicla volviéndose a efectuar las tareas ya descriptas. Cuando el número de ranuras por polo y fase es fraccionario se determina como se debe realizar el bobinado, en cambio cuando el número de ranuras por polo y fase es entero, la construcción del devanado es inmediata. A este punto se conocen el número de ranuras totales, el número de fases y de polos de la máquina. Se ha determinado el máximo común divisor del número de ranuras por fase y el número de polos que define la unidad de devanado. Se entiende por unidad de devanado la mínima cantidad de ranuras y polos que permiten obtener un devanado que genere un sistema de tensiones simétricas. El bobinado se debe distribuir de modo de tener debajo de los polos de la unidad de devanado el número correspondiente de ranuras totales de dicha unidad con regularidad. Para ello se construye una matriz que tiene en una de sus dimensiones tantas filas como polos de la unidad de devanado y en la otra tantas columnas como ranuras de la unidad de devanado. En la parte superior de la "Tabla de valores de determinación del número de grupos y de bobinas de cada grupo" (ver corrida) se indica con 1, 2 y 3 cuales son los elementos de la matriz que corresponden a cada una de las fases. Para ello partiendo del primer elemento, que corresponde a un costado de bobina, se dejan libres tantos espacios como el número de polos de la unidad de devanado menos uno. Observando en la matriz la ubicación de los elementos que representan costados de bobina para cada una de las fases, se obtiene la distribución que satisface las condiciones de simetría requeridas. La "Tabla de valores de número de grupos de bobinas de cada fase del devanado debajo de cada polo", sintetiza la cantidad de ranuras por fase y la secuencia de ubicación debajo de los polos de la unidad de devanado.

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Los grupos de bobinas de una misma fase deben conectarse de modo de obtener la tensión de fase correspondiente. Se determina por último el número de conductores activos por fase teóricos partiendo del valor de la densidad lineal de corriente adoptado. Se determina el flujo por polo correspondiente. 3.24 DETERMINACION DEL ARROLLAMIENTO (PASO 2). Otro conjunto de datos o adopciones permite definir: • Entrehierro (mm) • Número de vías de corriente • Densidad de corriente (A/mm2) • Coeficiente de aprovechamiento • Resistividad (ohm× mm2/m) • Peso específico (kg/dm3) • Inducción en la corona (T) Como hemos visto la forma del campo debe ser lo más sinusoidal posible, debiendo mantenerse esta condición aún en carga. La longitud del entrehierro se debe determinar de modo tal que la distorsión del campo inductor resultante, en carga, se encuentre dentro de límites admisibles. La distorsión del campo inductor resultante se debe a la presencia de la f.m.m. de reacción de inducido que actuando conjuntamente con la f.m.m. del campo creado por el inductor determinan la f.m.m. resultante. Cabe recordar que la curva de inducción en carga no es igual a la suma algebraica de las dos anteriormente mencionadas, debido a los efectos de la saturación (en un extremo de la expansión polar el campo se incrementa y satura, en el otro se debilita). Las siguientes fórmulas sirven según sea el tipo de entrehierro adoptado, para determinar un valor adecuado del mismo para una distorsión admisible del campo en carga. 1. entrehierro constante

2. entrehierro variable (en el eje del polo)

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Las expresiones indicadas muestran que en el eje del polo el entrehierro constante resulta mayor que si fuera variable en la relación 0.75/0.30 = 2.5 para un mismo valor AFC/BEN. De esto surge que las máquinas de polos salientes con entrehierro constante requieren una f.m.m. de excitación en el inductor mayor de aquellas cuyo entrehierro es variable. Se determina la inducción en el entrehierro:

siendo ALFA un coeficiente que da la relación entre la inducción máxima y media y que depende de la forma del campo, es decir, de la relación BETAUP adoptada. Este coeficiente se indica en la Figura 3.29 para entrehierro constante y variable. Si corresponde se determina el entrehierro teniendo en cuenta si es variable o constante, luego se determina el diámetro del rotor. El programa determina el número de vías de corriente externas (NVIAS), validando el número de paralelos entrado, y controlando que sea un valor igual o menor que el número impuesto y que sea una parte entera del máximo común divisor entre el número de ranuras por fase y el número de polos hallado en el paso anterior mediante el algoritmo de Euclides.

Conductores activos por ranura son los que participan en la generación de la f.e.m. 225

El número de conductores presentes por ranura está dado por el producto del número de conductores activos por ranura por el número de vías en paralelo (internas y vías de corriente externas), es decir, es el número de conductores que participan en la conducción de la corriente (total de la fase de la máquina). El número de conductores dentro de la ranura (presentes sin tener en cuenta el número de vías internas) debe ser par, es decir, el número de conductores activos por ranura por el número de vías debe ser par. Se determina el acortamiento (ángulo eléctrico) y el paso acortado utilizado (entero). Para la armónica fundamental, se determina el factor de distribución, de acortamiento y de devanado. Se corrige el flujo por el número de conductores adoptado y el factor de devanado determinado, al final se corrige la inducción y se recalcula la densidad lineal de corriente definitivamente adoptada. Se determina (utilizando reiteradamente la misma rutina), para distintas armónicas los factores de distribución, acortamiento y devanado e imprime una tabla con esta información de proyecto que ayuda a evaluar la distorsión de la onda de tensión. Con la densidad de corriente se determina la sección del conductor activo, con el número de conductores activos por ranura la sección total de conductor de la ranura. Con el coeficiente de aprovechamiento (tiene en cuenta solamente la aislación entre espiras) la sección bruta del conductor, una rutina imprime los resultados. Además se determina el diámetro de un eventual conductor de sección circular. Si este valor resulta excesivo, es decir, supera los límites prácticos, el usuario en la etapa de transformar los cálculos en proyecto constructivo, deberá subdividir adecuadamente esta sección adoptando varios conductores en paralelo (paralelos internos), o planchuelas si el proyecto de la máquina así lo requiere. 3.25 DETERMINACION DE LA RANURA (PASO 3) En la Figura 3.30 se indican los esquemas representativos de algunas de las formas de ranuras más utilizadas en las construcciones normales de distintos tipos de máquinas rotantes. Las ranuras tipo 1 (abierta rectangular) y tipo 2 (semicerrada rectangular) se pueden utilizar tanto en la construcción de paquetes estatóricos como rotóricos (motores asincrónicos, máquinas de corriente continua). Las ranuras tipo 3 (semicerrada trapezoidal) y tipo 4 (semicerrada trapezoidal con fondo semicircular) se utilizan (como es obvio por su forma) exclusivamente en la construcción de paquetes estatóricos. También hay ranuras semicerradas trapezoidales (tipo 7 incluida en la figura 5.22) que se utiliza en rotores de jaula simple de motores asincrónicos trifásicos cuya potencia va

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de 4 a 10 kW, cuya jaula está realizada en aluminio fundido (generalmente con el proceso de fundición inyectada). La ranura tipo 6 (semicerrada trapezoidal) se utiliza para rotores bobinados de motores asincrónicos trifásicos con potencia superior a los 2 ó 3 kW. Debe destacarse que la forma que muestra la figura para esta ranura está estilizada en modo importante, su forma real tiene amplios radios de curvatura (para facilitar la fusión del metal) o bien para alojar los conductores de sección circular en el caso de rotor bobinado. La ranura tipo 5 (semicerrada redonda), se utiliza en rotores de motores asincrónicos de jaula o bien en la construcción de los devanados amortiguadores de los alternadores, con barras redondas. Para los alternadores la elección del tipo de ranura a utilizar en el inducido se debe realizar en función del tamaño de la máquina (potencia y tensión). Si la máquina es de baja tensión y su devanado es realizable con conductor de sección redonda las ranuras más apropiadas son las tipo 2, 3 y 4 (semicerradas), y la elección final depende de otras consideraciones vinculadas con el diseño (mejor aprovechamiento del espacio disponible o debido a la solicitación magnética de los dientes) o bien de carácter económico (por ejemplo disponibilidad de una matriz de corte adecuada). Para pequeñas máquinas de baja tensión la tendencia es utilizar las ranuras tipo 3 y 4 (semicerradas trapezoidales).

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Si en cambio se trata de un alternador donde por su potencia es necesario utilizar planchuela la ranura adecuada es la tipo 1 (abierta rectangular). Si se trata de una máquina de alta tensión construidas con bobinas preformadas y aisladas por cualquiera de los procedimientos utilizados por los distintos fabricantes, también corresponde la ranura abierta rectangular. Cabe recordar que de la elección del tipo de ranura dependen otros aspectos de diseño como son la forma de onda de la tensión inducida (armónicas de ranura), pérdidas adicionales por pulsación de flujo etc. que deberán ser tenidos en cuenta pero que pueden ser controlados independientemente del tipo de ranura utilizada. 228

Se adoptan los datos que permiten determinar la geometría de la ranura del estator. • tipo de ranura • ancho de la entrada de la ranura • ancho de la ranura proyectada en el entrehierro • altura de la entrada • altura de la cuña (para los tipos 1 y 2) o altura del trapecio donde el ancho de la ranura se reduce al ancho de entrada • altura de la aislación superior • espesor de la aislación estos datos están incluidos en el quinto registro, recordemos que todas las dimensiones se dan en mm, y cuando algunos datos son nulos el programa adoptará valores adecuados (como ocurre en otros casos). El programa acepta sólo los siguientes tipos de ranura para el estator: 1. abierta rectangular 2. semicerrada rectangular 3. semicerrada trapezoidal 4. semicerrada trapezoidal con fondo semicircular Para determinar la geometría de la ranura y validar los restantes datos o adoptar valores adecuados, el programa determina el paso de ranura, compara la mitad de este valor con el ancho de ranura en el entrehierro (B1), y lo acepta si se encuentra comprendido dentro de cierto rango lógico. Además controla que dentro de la ranura quepa la correspondiente aislación contra masa. Realizadas estas verificaciones se determinan las dimensiones características de la ranura elegida. Para tal fin se utilizan distintas rutinas que calculan los anchos aún no definidos o los verifican. Finalmente en base a la sección bruta y al espesor de la aislación, se calculan las distintas alturas (ver Figura 3.30) y la profundidad de la ranura. Rutinas adecuadas dimensionan la ranura adoptada, se imprimen las dimensiones correspondientes y se determina el coeficiente de aprovechamiento total que tiene en

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cuenta además la aislación contra masa considerándose que la cuña de cierre, cuando corresponde, no pertenece a la sección útil de la ranura. Finalmente se determina el coeficiente de aprovechamiento total, y se imprimen los resultados obtenidos. A este punto se señala que en algunos casos el dimensionamiento de las ranuras (tipos 3 y 4) exige la resolución de una ecuación de segundo grado que conduce a obtener dos soluciones, cuando éstas son reales el programa adopta la solución válida, y en caso de no encontrar una solución válida señala esta situación. 3.26 DETERMINACION DE LAS INDUCCIONES EN EL ESTATOR (PASO 4) Se determina el ancho del diente a un tercio de la parte más estrecha, el paso en el fondo de la ranura, y el diámetro correspondiente. Se determina la inducción a un tercio de la sección más estrecha del diente del estator, teniendo en cuenta el factor de apilado. Con el valor de inducción en la corona estatórica se determina la altura correspondiente, el diámetro externo del paquete, y el peso del mismo (corona y dientes). Si se observa la configuración del campo magnético en la corona del estator se nota que en correspondencia con el eje polar las líneas de flujo se separan hacia ambos lados, en cambio en correspondencia con el eje interpolar las líneas de flujo son normales a este eje. En consecuencia se tiene flujo nulo en la sección de la corona que corresponde al eje del polo y flujo máximo en la sección correspondiente al eje interpolar. El criterio utilizado para determinar la sección de la corona es adoptar un flujo uniforme a lo largo de la corona que se fija en cierto porcentaje (del orden de 80%) del valor máximo, con este flujo y la inducción adoptada se determina finalmente la altura de la corona. 3.27 DETERMINACION DEL FACTOR DE CARTER Y PARAMETROS DEL ESTATOR (PASO 5). 3.27.1 Reactancia del inducido

Cuando se mantiene constante la excitación y la velocidad de rotación de la máquina, y esta toma carga, se observa una variación de la tensión en bornes. La primera causa de esta variación, respecto a la f.e.m. en vacío, se debe a la caída óhmica que se produce en cada una de las fases. Pero los fenómenos vinculados con las acciones magnéticas de la corriente de inducido tienen una importancia mucho mayor en la determinación de esta caída.

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Las corrientes del inducido producen flujos variables que solamente se concatenan con los conductores del inducido, lo cual permite concebir una reactancia de dispersión. Además estas corrientes producen la llamada reacción de inducido, que causa una variación del flujo principal cuyo análisis dejamos para más adelante. Los flujos dispersos que participan en la determinación de la reactancia de dispersión son los siguientes: a. flujo disperso de ranura b. flujo disperso a lo largo de las cabezas de bobinas c. flujo disperso de entrehierro 3.27.1.1 Flujo disperso de ranura.

El coeficiente de autoinducción de un circuito como el que se indica en la Figura 3.31 está definido por:

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es decir está expresado por la relación entre la sumatoria de los concatenamientos del circuito con el flujo generado y la corriente unitaria. El flujo a su vez es igual a:

reemplazando se obtiene:

siendo Rx la reluctancia del circuito, que es inversa de la permeancia específica (por unidad de longitud del paquete magnético) y su valor depende de la forma de la ranura. La fórmula es válida con gran número de conductores y en el caso que el número de conductores por ranura sea muy pequeño (al límite igual a 1), la fórmula no es más aplicable debido a que la corriente no se reparte uniformemente dentro de la barra (conductor único) y tiende a concentrarse en la parte superior (próxima al entrehierro) disminuyendo de este modo el verdadero valor de la reactancia. La permeancia de ranura se determina partiendo de sus componentes elementales, parte con conductor y parte sin conductor. La parte con conductor para las ranuras tipo 1, 2 y 6 (esta última no aplicable al alternador) vale:

para tipo 3 vale:

con esta fórmula se supone que el ancho del conductor es constante e igual al ancho en la parte superior, invadiendo inclusive una parte del trapecio superior. Esta última expresión también se aplica a la parte superior de la ranura tipo 4, debiendo agregarse el término que corresponde a la parte inferior (un semicírculo) obteniéndose entonces:

Para ranura tipo 5 de barra redonda (utilizada para los circuitos amortiguadores del rotor del alternador) la expresión es: HLC1 = 0.66

valor este que justifica el 0.33 usado para la ranura tipo 4.

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Para ranura tipo 7 (no aplicable al alternador) vale:

Para la parte sin conductor valen las siguientes expresiones, en las cuales cada término corresponde a una parte de la ranura. Para ranura tipo 1:

Para ranuras tipos 2 ó 6:

Para ranuras tipos 3, 4 ó 7:

siendo: HTRA= la altura del trapecio sin conductor (HH3+HH2-HH7)

Por último para la tipo 5:

Hasta ahora hemos conducido el cálculo como si se tratase de un arrollamiento a estrato único. Los cálculos prácticos de la reactancia de los arrollamientos a doble estrato es conveniente realizarlos como si fuesen a simple estrato y tener en cuenta la inducción mutua de ambos estratos mediante un adecuado factor de corrección. Este factor para la parte de la ranura que aloja los conductores lo denominaremos HKQ y para la parte restante HKT. Ambos factores dependen del acortamiento de paso utilizado y se indican en la Figura 3.32. Para el caso que estamos considerando la permeancia por unidad de longitud es: HLC3 = HLC1 × HKQ + HLC2 × HKT

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Para determinar la reactancia de dispersión de ranura con el método propuesto como se parte de valores específicos es necesario dar correctamente la longitud del circuito de dispersión. El valor que debe utilizarse no es el largo total del núcleo, ni tampoco el largo que hemos denominado ideal, ni el solo largo del hierro, la longitud a utilizar debe tener en cuenta la influencia que los canales radiales de ventilación tienen en esta parte del circuito de dispersión.

En forma similar a como se obtiene la longitud efectiva o largo ideal se procede para determinar una longitud que se utiliza para esta parte del cálculo y que se determina descontando al largo total del núcleo el producto del número de canales de ventilación por su ancho equivalente, que en este caso es función del ancho de la ranura (caras paralelas) o bien del ancho BB4 a la altura del diente (ranuras trapezoidales) y del ancho real de los canales de ventilación. La reactancia de dispersión de ranura es:

donde el valor HLD corresponde al largo antes definido, todas las dimensiones están dadas en milímetros y el valor de la reactancia se obtiene en ohm. 3.27.1.2 Flujo disperso de cabezas de bobinas.

Para determinar la dispersión de la cabeza de bobina estatórica se necesita conocer en detalle su geometría, en esta etapa de anteproyecto se considera conveniente adoptar un 234

método simplificado, sacrificando la flexibilidad (aplicabilidad a distintas formas constructivas) en aras de una mayor claridad didáctica. Para determinar la geometría de cabeza de bobina se utiliza el siguiente procedimiento. En función de la tensión se determina la parte recta fuera del paquete (HRB), esta distancia se estima en 15 mm para 380 V y 40 mm para 1000 V. A continuación se determina el paso medio de ranura para la mitad de la profundidad de la ranura (H6). Se determina la distancia que debe haber entre los costados de cabezas de bobina (en función de la tensión) mediante la Figura 3.33.

Se determina la distancia entre ejes de bobina (DCB) agregándole a la anterior el ancho medio de bobina. Para que la cabeza de bobina pueda ser construida es necesario que la distancia entre ejes de costado de bobina DCB sea mayor o igual a una cierta fracción del paso medio de ranura PCM.

considera que este ángulo no debe superarse para poder realizar la construcción.

La Figura 3.34 muestra la geometría esquemática de las cabezas de bobina y partiendo de los valores fijados se determina DEN2 y EME completando todas las relaciones geométricas, que permiten Por ejemplo si el ángulo de entonces calcular la dispersión de cabeza de inclinación de la cabeza de bobina bobina. respecto del paquete magnético es 50 grados la relación DCB/PCM sería aproximadamente 0.75, se

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En función de la tensión nominal de la máquina se obtiene de la Figura 3.35 un factor de dimensionamiento (FD) que multiplicado por el paso polar permite determinar la longitud aproximada de la cabeza de bobina (HLA) que se utiliza para determinar el peso.

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Se calcula la permeancia de esta parte mediante:

siendo: HLA: longitud media de la cabeza en (mm) HK(3): factor de acortamiento La reactancia de dispersión de cabeza se calcula con:

La trayectoria del flujo disperso alrededor de los conductores que forman las cabezas de bobinas está influenciada por la presencia de los escudos o tapas porta cojinetes de la máquina (que pueden ser de material magnético) modificando sensiblemente su distribución. Además debido a que las cabezas de bobinas correspondientes a fases distintas están recorridas por corrientes de fase y amplitud diferentes, y normalmente cercanas entre sí, no se puede prescindir de los efectos de inducción mutua. Por consiguiente el cálculo de la dispersión de esta parte sólo se puede realizar de un modo aproximado, siendo necesario para una mayor exactitud la realización de mediciones experimentales que no siempre son fácilmente realizables.

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3.27.1.3 Flujo disperso de entrehierro.

En las máquinas con entrehierro grande (como son los alternadores) se deben tener en cuenta las líneas de dispersión que se establecen entre las cabezas de los dientes cerrándose por el aire. Cuando el entrehierro es variable, no se tiene en cuenta su aumento desde el eje del polo hacia los extremos de la expansión polar, debido a que la permeancia aumenta poco con la longitud de entrehierro. Además la permeancia se multiplica por la relación BTAUP, excluyéndose de este modo las ranuras ubicadas en la zona interpolar. Distintos autores proponen métodos que basándose en algunas hipótesis simplificativas permiten calcular de un modo aproximado estos flujos de dispersión. La permeancia de cabeza de dientes se calcula para máquinas de polos salientes mediante:

donde: DELTA : entrehierro mínimo (en el eje del polo) en mm La reactancia de dispersión de entrehierro se calcula con:

donde HLI es el largo ideal definido al inicio del cálculo. La reactancia de dispersión total por fase es igual a la suma de las tres antes detalladas X = Xc + Xt + Xb ohm

Algunos autores proponen fórmulas aproximadas que sirven para calcular la reactancia de dispersión total de un arrollamiento. Estas expresiones aproximadas no tienen en cuenta en el cálculo la forma de la ranura (son aplicables para ranuras semicerradas). Si se las utiliza para ranuras abiertas el valor de reactancia obtenido es de un 5 a 10% mayor que el que se obtendría utilizando el método de cálculo aquí propuesto. 3.27.1.4 Factor de Carter

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La disminución de la permeancia magnética en correspondencia con la ranura hace que el valor de la inducción que se tiene en el entrehierro resulte menor que el que se tiene en correspondencia con la cabeza del diente. Frente a la ranura la curva de la inducción experimenta una disminución de amplitud variable con ley sinusoidal. Para tener en cuenta esta situación se utiliza en los cálculos un factor (siempre mayor que 1) llamado factor de Carter (que fue quien lo calculó por primera vez) que introduce para los cálculos en lugar del entrehierro real un entrehierro ficticio que resulta igual al producto del factor de Carter (FCAR) por el entrehierro (DELTA). Este factor depende de la relación entre la apertura de la ranura y su paso (B2/TAUC), es decir, depende del tipo de ranura utilizada, y además de la relación entre la apertura de la ranura y el entrehierro (B2/DELTA). Se determina el factor de Carter para el estator, luego se determinan las permeancias especificas de ranura y calcula la permeancia de la misma. La permeancia de cabeza de dientes se determina con una fórmula válida para la máquina sincrónica y se calcula la permeancia de dispersión de entrehierro. Se describe la geometría de la bobina, los resultados obtenidos permiten calcular la dispersión de cabeza de bobina. Se calculan la resistencia y reactancia de fase y los valores correspondientes de la estrella equivalente. 3.28 DIMENSIONAMIENTO DEL INDUCTOR (PASO 6). Para poder dimensionar el inductor es necesario previamente determinar el diámetro del eje en el núcleo del rotor para conocer cual es el espacio que queda disponible para el polo y la corona polar. El cálculo de los ejes y gorrones de las máquinas eléctricas se efectúa utilizando los mismos criterios que para la construcción general de máquinas. Sin embargo, no solamente se deben tener en cuenta los esfuerzos mecánicos (de flexión y torsión) que actúan sobre dichos órganos, las condiciones de calentamiento y de lubricación de los cojinetes y la velocidad crítica, sino también muy particularmente la flecha del eje. Debido al entrehierro relativamente exiguo entre el inducido y las piezas polares, una deformación del eje demasiado pronunciada trae consigo, en máquinas multipolares, asimetrías en los distintos circuitos magnéticos que producen una tracción magnética unilateral. Para simplificar el cálculo de los ejes se pueden utilizar expresiones empíricas (distintas según el tipo de máquina) que para construcciones normales dan valores suficientemente exactos para el diámetro del eje en el núcleo del rotor o en el asiento del inducido.

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Para el alternador la siguiente fórmula permite estimar este diámetro:

Para todo eje cargado por el correspondiente rotor existe una velocidad crítica, que corresponde a la coincidencia del período propio de vibración transversal del eje con los impulsos producidos por la fuerza centrífuga. Para que un sistema, incluso perfectamente equilibrado, funcione lejos de la posibilidad de vibraciones intolerables y peligros de resonancia, su velocidad crítica debe ser diferente a la velocidad de régimen. En general es suficiente una diferencia de 20% entre las dos velocidades y preferiblemente que la velocidad de régimen se encuentre por debajo de la velocidad crítica. Se calcula el radio de curvatura de la expansión polar teniendo en cuenta si el entrehierro es de tipo constante o variable. Si es constante el cálculo del radio de curvatura es inmediato, si es variable (con ley sinusoidal) se lo hace con:

siendo:

Se deben adoptar los siguientes valores para avanzar en el cálculo: • Relación de alturas del extremo de la expansión polar a la semicuerda de la expansión. • Relación flujo disperso a flujo útil • Inducción en el cuello del polo • Relación altura del cuello al ancho del polo. • Inducción en la corona polar Para asignar el valor del flujo disperso (líneas de campo que se cierran entre dos polos contiguos) es necesario representar la configuración del campo. Para máquinas normales y con una relación BTAUP = 2/3 se puede suponer que el flujo disperso es aproximadamente un 20% del flujo útil.

240

Para el dimensionamiento de la expansión polar, se debe recordar que, normalmente, se debe prever el espacio para las barras amortiguadoras, cuyo diseño veremos más adelante, adoptándose para ello la relación entre la altura de la expansión polar y su semicuerda BPP/APP = 0.2. El valor de la inducción máxima en el cuello del polo y en la corona polar como así también en las restantes partes del circuito magnético, son función de las condiciones de funcionamiento de la máquina. Para frecuencia de 50 Hz en condiciones de sobreexcitación (cos ϕ = 0.7) y funcionamiento en vacío a la tensión nominal se pueden adoptar los siguientes valores: • cuello del polo 1.3 a 1.7 T • corona polar 1.2 a 1.4 T los valores indicados son válidos para chapa normal (SAE 1010) o acero fundido. La relación altura del cuello al ancho del polo se adopta igual a 1.5 que da una proporción aceptable. Claro está que se deberá compatibilizar esta relación con otros aspectos vinculados con el diseño de la corona del inductor y con el eventual espacio disponible para el devanado de excitación. Con las relaciones adoptadas y la inducción en el cuello del polo se determina la geometría del mismo, es decir, dimensiones de la expansión polar, ancho y altura del cuello del polo, según muestra la Figura 3.36.

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Con un razonamiento geométrico, en base a las dimensiones ya determinadas y a la relación altura del cuello ancho del polo, se calcula la altura que queda disponible para la corona. Por otra parte se determina esta altura respetando el valor de la inducción en la corona polar, debiendo este valor ser compatible con el obtenido anteriormente. Si la condición magnética no otorga una altura adecuada, el programa reduce sucesivamente la relación altura del cuello ancho y rehace los cálculos anteriores. Además se controla que no haya interferencias en la base del cuello polar (que quede espacio para las distintas partes del inductor), en caso de haberla se procede en modo análogo a lo indicado en el párrafo anterior. En rigor puede no obtenerse solución a estos problemas, el programa señala la situación. 3.29 CARACTERISTICAS MAGNETICAS (PASO 7). Se deben conocer las características del hierro adoptado para la construcción. Estas se dan como relación entre los valores de inducción y las pérdidas específicas, y relación entre los valores de inducción y la correspondiente intensidad de campo (característica magnética).

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Estos datos deben conocerse tanto para el material utilizado en el estator, como para el material utilizado en el rotor. Otros datos necesarios son: • Coeficiente de reacción de armadura • Frecuencia de referencia de la característica inducción pérdidas del material del estator • Exponente de la característica anterior • Pérdidas de ventilación • Factor de aumento de las pérdidas en el hierro. • Pérdidas adicionales Se controla la validez de los datos magnéticos introducidos y eventualmente se los reemplaza por los que el programa contiene. Se determina para el valor de tensión 1 por unidad la intensidad de campo en el estator y en el rotor (corona estatórica, diente, cuello del polo, corona rotórica, y el entrehierro) y la fuerza magnetomotriz total. Se determinan las pérdidas en la corona del estator y en los dientes, y se las corrige teniendo en cuenta la frecuencia y el factor de aumento de pérdidas. 3.30 DETERMINACION DE LA CARACTERISTICA DE VACIO (PASO 8). Con los valores de la tensión nominal en bornes, de la corriente nominal en magnitud y fase, de la resistencia y reactancia de dispersión y la f.m.m. de reacción del inducido reducida al inductor, se debe determinar la f.m.m. total de excitación necesaria. Para ello se requiere determinar además la característica de vacío de la máquina. Cabe recordar que debido a que estamos proyectando una máquina de polos salientes (anisótropa), se debe utilizar la teoría de la doble reacción de Blondel, sin embargo el método de Potier, conceptualmente válido para máquinas de polos lisos (isótropas) puede ser utilizado para mayor simplicidad y con un error de magnitud reducida. Para máquinas de polos salientes este último método da un valor de f.m.m. resultante del orden de un 10% mayor que el de Blondel, lo cual concede al proyectista un margen de seguridad en la determinación de esta magnitud. Recordemos que siempre se presentan apartamientos entre los resultados del cálculo y las características reales de la máquina construida por razones tanto debidas al método de cálculo como por tolerancias de fabricación.

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Al utilizar el método de Potier no resulta en cambio correcta la fase de la f.e.m. EH que se indica en la Figura 3.37, es decir no está exactamente definida la posición instantánea del rotor que resulta de utilidad para el estudio de problemas vinculados con la estabilidad de funcionamiento.

Queda a criterio del proyectista en función de los requerimientos impuestos, evaluar la necesidad de utilizar el método de Blondel cuando lo juzgue necesario para mejorar los resultados. La rutina EXCITA desarrolla la tabla de la característica de vacío para una serie de valores de la tensión. Se cubre un campo de valores que dado en por unidad de la tensión nominal, es de suficiente amplitud para mostrar la parte de la característica donde se observan los efectos de saturación. Sucesivamente la rutina GRAFI9 grafica estos resultados, en particular la característica magnética completa y la característica del entrehierro solamente. 3.31 FUERZA MAGNETOMOTRIZ DE REACCION.

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Supongamos que la carga del alternador es totalmente inductiva o capacitiva, razón por la cual la curva de f.m.m. del inducido presenta su valor máximo en correspondencia con el centro del polo. En un alternador de polos salientes la curva de f.m.m. del inductor es constante frente a la expansión polar, mientras que la curva de f.m.m. del inducido varía de modo tal que se puede considerar sinusoidal. Se puede determinar en consecuencia el valor medio de esta f.m.m. de inducido frente a la expansión polar que, como resulta obvio, depende de la relación entre la longitud de la expansión polar y el paso polar (BETAUP), y que para una relación 2/3 normalmente utilizada vale 0.826. A este punto recordemos que la f.m.m. generada por el inducido tiene en cualquier instante un valor máximo practicamente constante y que con distribución próxima a una sinusoide, se desplaza a lo largo del entrehierro con velocidad angular sincrónica. Al producto de la amplitud de la f.m.m. de reacción de inducido 1.35 (se considera solamente la fundamental) por el valor medio antes calculado y por el factor de distribución (se adopta HK2=0.96), que tiene en cuenta que se trata de un devanado con un número de ranuras por polo y fase mayor que 1, se lo designa coeficiente de reacción de armadura (CRI) y se indica en la Figura 3.38 para distintos valores de la relación BETAUP. La f.m.m. de reacción de inducido reducida al inductor (que es lo que interesa para el cálculo) se determina con: RI = CRI × CAC × CORR × QPF × HK3

donde: CAC : número de conductores activos por ranura CORR: corriente de fase QPF : ranuras por polo y por fase HK3 : factor de acortamiento

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Si el valor del coeficiente de reacción de armadura no ha sido impuesto como dato, se lo determina en base a la relación entre en largo de la expansión polar y el paso polar, y finalmente calcula la reacción de armadura. Sucesivamente se determinan todos los valores que permiten realizar la construcción de POTIER, se determinan los amper vueltas necesarios en el inductor para las condiciones nominales. 3.32 DETERMINACION DEL DEVANADO DEL POLO INDUCTOR (PASO 9). En las máquinas con bajo número de polos normalmente el espacio disponible para el arrollamiento de excitación resulta limitado y para lograr un mayor aprovechamiento la bobina se realiza con sección no rectangular. Si el arrollamiento se realiza con conductor redondo la sección de la bobina puede adoptar la forma indicada en la Figura 3.39a, en cambio si se lo realiza con planchuela la sección del bobinado puede tener un contorno escalonado según se indica en la Figura 3.39b. Cuando se desea obtener una buena refrigeración de la bobina estos arrollamientos se realizan según se indica en la Figura 3.40. Los conductores de cobre desnudos están aislados solamente contra el polo y entre si utilizando para ello adecuados materiales aislantes (por ejemplo nomex) lográndose de este modo que el calor que se produce debido a las pérdidas por efecto Joule sea facilmente entregado al fluido refrigerante.

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Esta forma constructiva se adopta particularmente en máquinas de baja polaridad (espacio limitado), permitiendo adoptar valores de densidad de corriente bastante elevados. Como se puede observar comparando las figuras la utilización del espacio disponible realizando el devanado con sección rectangular es menor que si el mismo fuese de sección no rectangular, pero la primera es preferible pues presenta la ventaja de una mejor refrigeración.

Si la máquina tiene un número de polos elevado (hidrogeneradores) el espacio disponible para el arrollamiento resulta siempre abundante, pero también la sección del 247

conductor resulta muy grande, y el arrollamiento se lo realiza del modo ya visto en la Figura 3.40. Las secciones rectangulares de los conductores tienen el lado mayor (b) comprendido normalmente entre 20 y 70 mm, y el plegado en los extremos del devanado se puede realizar con un radio interior (r) que resulta como mínimo igual a la dimensión b de la planchuela siempre que su lado menor (s) sea mayor o igual a (0.5 + b/100) mm. Para el dimensionamiento del devanado del inductor se deben adoptar una serie de parámetros que están vinculados con el tipo de diseño que se piensa utilizar. Estos datos son los siguientes: • Tensión por polo • Densidad de corriente en el arrollamiento • Coeficiente de aprovechamiento • Resistividad del conductor (a la temperatura que se presume alcanzar en condiciones de régimen). • Peso específico del conductor • Espesor de la aislación del devanado contra masa En el programa el cálculo se conduce en principio independientemente del tipo de diseño adoptado, de la forma que se indica a continuación. De acuerdo con la nomenclatura que indica la Figura 3.41 se calcula la sección teórica disponible de la siguiente manera: SBP = HBP × EBP (mm2)

donde: Se calcula la sección total neta ocupada por los conductores del devanado que es igual a la f.m.m. por polo dividido la densidad de corriente adoptada:

Se calcula la sección total necesaria que es igual a la sección neta dividido el coeficiente de aprovechamiento (función del diseño que se adopte):

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A este punto se debe controlar si la sección necesaria cabe dentro de la sección teórica disponible, y de no ser así se debe incrementar la densidad de corriente para lograr esta condición. Si se presenta esta condición el programa hace la sección bruta igual a la disponible y lo pone de manifiesto, en las sucesivas corridas se debe decidir que acciones realizar para mejorar el diseño. Como consecuencia de los esfuerzos centrífugos a que se ven sometidos los arrollamientos en funcionamiento, se deben utilizar elementos de sujeción que garanticen su indeformabilidad y que se indican en la Figura 3.42.

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El efecto de la fuerza centrífuga sobre las bobinas es diferente según se trate de polos pequeños sobre rotores de gran diámetro o bien de polos grandes en relación con el diámetro de la corona polar.

En el primer caso la fuerza centrífuga empuja a la bobina en la dirección del polo contra la expansión polar, en el segundo caso la bobina tiende además a deshacerse y separarse lateralmente según indica la Figura 3.42. Cabe agregar que cuando se calcula la sección teórica disponible no se tiene en cuenta el lugar que ocupan los elementos de sujeción antes indicados. Se calcula la sección del conductor del devanado con la expresión:

donde la espira media del devanado de excitación ESPM se puede calcular con las dimensiones del inductor ya obtenidas, el programa propone un valor aproximado que depende de la relación entre la sección bruta y la disponible. Se calcula a continuación la corriente de excitación que resulta igual al producto de la sección del conductor por la densidad de corriente: CEXC = SC(2) × DENC(2) (A)

Si se dispone de experiencia previa se puede estimar un valor aproximado de la temperatura media que alcanzará el devanado y utilizar en los cálculos el valor de resistividad correspondiente. Si no se dispone de experiencia previa en tal sentido se recomienda realizar, para el diseño definitivamente adoptado, un cálculo térmico que permite en función de la geometría del polo, del devanado, y de los materiales utilizados para la aislación entre espiras y contra masa, obtener valores teóricos (que deberán verificarse experimentalmente) y que sirven de orientación para efectuar eventuales correcciones de esta parte del cálculo.

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De no ser así se pueden cometer errores significativos en la determinación de la corriente de excitación, para la condición de funcionamiento permanente, con las consecuencias que ello implica. Se calcula el número de espiras necesarias que es igual a la f.m.m. por polo dividido la corriente de excitación:

Por último se calcula la resistencia del devanado:

y las pérdidas Joule de excitación totales que resultan:

Es importante destacar que luego se debe proceder a verificar si efectivamente con los datos obtenidos el devanado del inductor es realizable, y en caso de que así no fuese adoptar las modificaciones, tanto de diseño como de los parámetros iniciales, que permitan reconducir el cálculo. Se determina el diámetro correspondiente en la base del cuello del polo, que se utiliza para determinar la distancia entre el cuello polar y el eje interpolar, y a éste se le descuenta la aislación contra masa. Se realiza la misma operación pero al nivel de la expansión polar. A continuación se determina la altura útil del cuello del polo. Con un criterio muy simplificado se determina el valor medio de las distancias antes calculadas y la sección disponible para el devanado. 3.33 ARROLLAMIENTOS AMORTIGUADORES. En las expansiones polares (polos salientes) se disponen los arrollamientos amortiguadores. Las expansiones polares cuando tienen arrollamientos amortiguadores, se deben construir con chapas magnéticas aisladas, para que efectivamente las corrientes amortiguadoras se establezcan en los arrollamientos amortiguadores propiamente dichos y no en los polos. Las secciones de los arrollamientos amortiguadores deben ser suficientemente proporcionadas para que no se produzcan calentamientos excesivos.

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Para que el arrollamiento amortiguador resulte efectivo, debe ser pequeño el flujo disperso correspondiente. Para ello las barras amortiguadoras deben colocarse muy próximas a la superficie polar, es decir, estar separadas de la superficie por un istmo de material magnético de 0.5 a 1 mm de espesor. Para reducir el flujo disperso es conveniente que este istmo esté interrumpido (ranura semicerrada), de este modo si los pasos de ranura del inducido y del inductor son iguales, aumenta la amplitud de las armónicas de la f.e.m. debida a los dientes. En este caso es conveniente, como ya se dijo oportunamente, inclinar el polo a lo largo de todo el paquete en un paso de ranura. Si las barras amortiguadoras y las ranuras del inducido son paralelas, es conveniente que el paso entre dos barras consecutivas sea igual al paso de ranura del inducido. De este modo las pulsaciones de flujo debidas a los dientes no inducen f.e.m. en el circuito formado por dos barras consecutivas (flujo concatenado nulo). Si en cambio los pasos de ranura del inducido e inductor son distintos, el circuito formado por dos barras consecutivas es sede de f.e.m. inducida que amortigua la pulsación misma (causa que la genera) pero produce un importante calentamiento del arrollamiento amortiguador. Si el arrollamiento amortiguador tiene por finalidad ser utilizado como arrollamiento de arranque, para evitar dificultades durante el arranque no debe presentarse igualdad de pasos de ranura entre inducido e inductor. Para esto el paso del arrollamiento amortiguador se hace un 10 a 15% mayor que el paso ranura del inducido. En consecuencia se tienen corrientes parásitas producidas por el flujo debido a los dientes pero su efecto es limitado. Si en cambio el arrollamiento amortiguador se inclina un paso ranura del inducido, el paso de las barras amortiguadoras puede ser elegido libremente. El número de barras del arrollamiento amortiguador está normalmente comprendido entre 5 a 10 barras por polo. La sección de la barra es circular, y el área total de las barras, si se utiliza cobre, es del orden del 30% de la sección total de conductores del inducido. Cuando se desea un mayor efecto de amortiguamiento la relación de secciones puede llegar a ser del 60%. Si el arrollamiento amortiguador sirve para el arranque es necesaria una mayor resistencia, para tener un par de arranque adecuado, la relación dada anteriormente se reduce hasta un 10% (siempre que se utilice cobre).

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En estas condiciones para facilitar la disipación del calor en ellas desarrollado, es más conveniente realizar las barras de bronce debido a que para mantener el mismo valor de resistencia de la barra la sección debe ser más grande. La sección de las conexiones frontales de las barras (anillos de la jaula) es normalmente igual a la mitad de la sección total de las barras de un polo. Si por razones de diseño se desea aumentar la resistencia de la jaula, es conveniente aumentar la resistencia de los anillos que se encuentran en condiciones más favorables de refrigeración, y puede reducirse hasta un 20% de la sección total de barras por polo. Si la máquina es monofásica se debe tener en cuenta que la jaula debe amortiguar el campo inverso en forma continua. En este caso el cálculo de las secciones de las barras y de los anillos se realiza adoptando valores de densidad de corriente del orden de 5 a 8 A/mm2 si se utiliza cobre. 3.34 DETERMINACION DE LAS PERDIDAS. Finalmente se determinan las pérdidas de excitación, las pérdidas en carga del devanado estatórico, las pérdidas mecánicas y de ventilación (si no fueron entradas como dato), a todas éstas se le suman las pérdidas en el hierro del estator. 3.34.1 Pérdidas mecánicas y de ventilación.

Las pérdidas de ventilación (rozamiento con el aire) corresponden a la potencia necesaria para obtener una ventilación suficiente para disipar el calor producido por las pérdidas presentes en la máquina, en condiciones normales de funcionamiento. Estas pérdidas no se pueden calcular por medio de fórmulas generales, debido a la gran variedad de formas constructivas y tipos de ventilación, es decir, debido al gran número de elementos que intervienen para definir su valor. Las pérdidas por rozamiento en los cojinetes se pueden considerar proporcionales a la velocidad, al menos mientras éstas no resulten de valor muy pequeño. Para evaluar estas pérdidas es conveniente referirse a construcciones similares o bien utilizar una expresión empírica que permita estimarlas en forma aproximada. Las pérdidas mecánicas, es decir, las pérdidas de rozamiento más las de ventilación se pueden determinar con la siguiente expresión:

3.34.2 Pérdidas adicionales.

Las pérdidas adicionales son aquellas que no son fácilmente calculables, pueden subdividirse en dos grupos según que dependan de la tensión o de la corriente.

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Al primer grupo pertenecen las pérdidas superficiales y de pulsación, las producidas por un aislamiento imperfecto entre las chapas que constituyen la estructura magnética, por la presencia de rebabas y las producidas en la juntas (flujo que atraviesa partes de notable espesor según una dirección transversal). Estas pérdidas pueden ser tenidas en cuenta mediante oportunos factores de corrección referidos a las pérdidas principales (tiene aquí notable importancia la experiencia que el fabricante posee de construcciones similares), y pueden determinarse simplemente con mediciones realizadas en vacío. Las pérdidas adicionales dependientes de la carga pueden determinarse experimentalmente en muy pocos casos (por ejemplo en las máquinas sincrónicas), generalmente se pueden determinar sólo indirectamente, por ejemplo en base al calentamiento. Estas pérdidas pueden estar presentes tanto en el hierro como en el conductor activo, como así también en las partes estructurales. Algunas de estas pérdidas (por ejemplo las pérdidas por concentración de corriente en un conductor, las pérdidas superficiales y de pulsación en los dientes causados por la fuerza magneto motriz), son calculables dentro de ciertos límites. Otras resultan difícilmente calculables por la complejidad que depende de la forma de los arrollamientos y de las partes metálicas macizas que constituyen ciertos componentes de la máquina. El estudio de los campos magnéticos que se producen en las zonas afectadas por los flujos dispersos puede suministrar indicaciones útiles para la adopción de adecuados recursos que permitan limitarlas. En particular se trata de reducir la intensidad de los campos cercanos a partes macizas utilizando materiales no magnéticos. Como dicho las pérdidas adicionales dependientes de la tensión se las puede evaluar mediante mediciones realizadas en vacío, en la práctica se denominan pérdidas adicionales solamente a las pérdidas dependientes de la corriente. Las pérdidas adicionales pueden entrarse como dato, de no ser así el programa las evalúa como un porcentaje de la suma de pérdidas anteriormente realizada. Para la determinación de las pérdidas adicionales, correspondientes a la corriente y frecuencia nominales, se procede del mismo modo como para la determinación de las pérdidas en el hierro, pero con la máquina cortocircuitada y con la excitación necesaria para que circule la corriente nominal. Las pérdidas adicionales se obtienen como diferencia entre la potencia entregada en el eje menos las pérdidas mecánicas, pérdidas de excitación (si la misma no es independiente) y las pérdidas óhmicas calculadas para la temperatura alcanzada por los arrollamientos en el momento del ensayo.

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Obtenidas las pérdidas totales se determina el rendimiento con lo cual se finaliza el cálculo. 3.35 BIBLIOGRAFIA MAQUINAS ROTANTES Y ALTERNADOR. • PUBLICACION IEC 34-1 (1983) Part 1: Rating and perfomance. • PUBLICACION IEC 34-2 (1972) Part 2: Methods for determining losses and efficiency of rotating electrical machinery from test.

• PUBLICACION IEC 34-5 (1981) Part 5: Classifications of degrees of protection provided by enclosures for rotating machines.

• PUBLICACION IEC 34-6 (1969) Part 6: Methods of cooling rotating machinery. • PUBLICACION IEC 34-7 (1972) Part 7: Symbols for types of construction and mounting arrangements of rotating electrical machinery.

• PUBLICACION IEC 34-8 (1972) Part 8: Terminal markings and direction of rotation of rotating machines.

• PUBLICACION IEC 72 (1971) Dimensions and output ratings for rotating electrical machines - Frame numbers 56 to 400 and flange numbers F55 to F1080.

• U. TENTORI "Cálculo y Construcción de las máquinas eléctricas" ATLAS C.E.I. - U.B.A. (1969). • M. LIWSCHITZ "Calcolo e determinazione delle dimensioni delle macchine elettriche" ULRICO HOEPLI-MILANO.

• CARRER "MACCHINE ELETTRICHE" Parte terza MACCHINE SINCRONE - LEVROTTO BELLA - TORINO.

• REBORA "La construcción de máquinas eléctricas" HOEPLI - BARCELONA (1969). • SOMEDA "Elementi di costruzione delle macchine elettriche" R. PATRON - BOLOGNA. • SCHUISKY "Calcolo delle macchine elettriche" CASA EDITRICE AMBROSIANA - MILANO. • "Manual de instrucciones y mantenimiento para generadores sincrónicos medianos" (1964). • AEG "Descripción técnica de generadores sincrónicos de polos salientes, Tipo S" 1204.608 E E 17/0567.

• TOSHIBA "Salient-pole high-speed synchronous motor" KSA-E22003(2R) 1983-3. • ANSALDO "Generatori sincroni trifasi senza spazzole" Catalogo C 1216 (1979). • ANSALDO "Generatori e motori sincroni" C-1670 (1977). • BROWN BOVERI REVIEW 2-80. 255

• Revista A.B.B. 1/89.

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CAPITULO 4 EL ALTERNADOR DE POLOS LISOS 4.1 INTRODUCCION 4.2 FORMAS CONSTRUCTIVAS DEL INDUCTOR 4.3 CRITERIOS DE DIMENSIONAMIENTO Y METODOS DE CALCULO 4.4 DETERMINACION DEL ENTREHIERRO 4.5 DETERMINACION DEL ARROLLAMIENTO DEL INDUCIDO 4.6 DIMENSIONAMIENTO DEL INDUCTOR (PASO 6) [a] 4.7 DETERMINACION DE LA CARACTERISTICA DE VACIO (PASO 8) 4.8 DETERMINACION DEL FLUJO DE DISPERSION DEL ROTOR 4.9 FUERZA MAGNETOMOTRIZ DE REACCION 4.10 DETERMINACION DEL DEVANADO DEL INDUCTOR (PASO 9) 4.11 DETERMINACION DE LAS PERDIDAS BIBLIOGRAFIA ALTERNADOR DE POLOS LISOS. [b] 4.1 INTRODUCCION Sin pretender tratar en profundidad el tema de las grandes máquinas, que escapa a los objetivos de este texto, se agregan referencias y criterios, que están dedicados a conocer ciertas características importantes para un proyecto tentativo, y la utilización de estas máquinas. Este tipo de alternador se lo ubica dentro del segmento correspondiente a generadores accionados por turbinas de gas y refrigerados por aire filtrado de la atmósfera o bien circuito cerrado de aire con intercambiadores de calor aire-agua. Estas son máquinas de construcción modular con un gabinete aislado acústicamente y para funcionamiento a la intemperie. También para centrales de mediana potencia accionadas por turbinas de vapor se tienen máquinas refrigeradas con aire, para potencias más grandes se hace necesario utilizar para la refrigeración otro fluido, el hidrógeno y en casos extremos para refrigerar los conductores se hace circular por su interior agua .

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De datos disponibles de fabricantes de máquinas para distintas aplicaciones, se observa que para potencias que van desde 15 hasta 270 MVA el fluido de refrigeración utilizado es aire, y para potencias que van desde 70 hasta 325 MVA hidrógeno. En el caso de máquinas refrigeradas con hidrógeno con valores medianos de presión de unos 5 bars (valor absoluto), que tienen idéntica geometría e igual velocidad del medio refrigerante, la transmisión del calor y el calentamiento del medio refrigerante resulta del orden de 10 mayor que si fuese refrigerada con aire a la presión atmosférica. En algunos casos puede resultar necesario llegar a una presión de hidrógeno de hasta 8.5 bars, sin embargo a pesar de ello la densidad del hidrógeno sigue siendo muy inferior a la del aire a la presión atmosférica, de modo tal que la potencia consumida por los ventiladores, y las pérdidas de ventilación del rotor como consecuencia de la fricción superficial son comparativamente bajas. Para potencias mayores que van desde 235 hasta 1160 MVA se hace imprescindible refrigerar el devanado estatórico con agua, para lo cual se utilizan conductores huecos, y el rotor con hidrógeno (refrigeración mixta). Cuando se recurre a refrigerar el devanado del estator con agua desionizada, la transmisión del calor y el calentamiento del medio resultan del orden de 10 veces mayor que si fuese sólo refrigerado con hidrógeno. Respecto de la potencia de impulsión de las bombas debe notarse que resulta solamente una fracción de la consumida por los ventiladores. 4.2 FORMAS CONSTRUCTIVAS DEL INDUCTOR El inductor cilíndrico utilizado generalmente en la construcción de los turboalternadores está constituido, en el caso más simple, por un cilindro macizo de acero ranurado de manera uniforme según se indica en la Figura 4.1.

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Los conductores se disponen en las ranuras de modo tal de establecer una f.m.m. en la dirección del eje AA y ocupan, comúnmente entre el 65 y el 75% del número total de ranuras. El devanado de excitación se aloja en las ranuras utilizadas y por lo tanto la fuerza magnetomotriz producida tiene una forma de tipo trapezoidal (no concentrada como en el alternador de polos salientes) estableciendo un campo en el entrehierro con forma más próxima a una sinusoide. El inductor cilíndrico así considerado presenta el inconveniente que los dientes correspondientes a las ranuras vacías, se encuentran magnéticamente muy saturados y consecuentemente la curva de flujo inducido resulta achatada afectando de este modo la forma de la onda de tensión. Para lograr que la curva de flujo adquiera un comportamiento más próximo a una sinusoide las ranuras, como se indica en la Figura 4.2, pueden no estar uniformemente distanciadas.

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Si las ranuras una vez alojado el devanado de excitación se cierran mediante cuñas realizadas con material no magnético (bronce), se tendrían pulsaciones de flujo análogas a las que se presentan con la ranura abierta. Con objeto de evitar esta situación, se utilizan cuñas compuestas (de hierro y bronce) que dan por resultado un efecto equivalente a ranura semicerrada. Las ranuras que no contienen conductores pueden ser cerradas con cuñas realizadas con material magnético. Las cuñas de cierre realizadas totalmente en bronce pueden utilizarse como barras de una jaula amortiguadora de las oscilaciones pendulares del alternador y los campos magnéticos, que giran en sentido inverso al de rotación, que se producen en las máquinas sincrónicas trifásicas cuando la carga no está equilibrada (corrientes de secuencia inversa). El devanado de amortiguación puede entonces estar constituido por las cuñas de cierre de las ranuras que con adecuados anillos de cortocircuito forman un devanado de jaula. Normalmente los inductores cilíndricos están construidos a partir de una pieza maciza forjada sometida luego a un proceso de mecanizado y fresado de las ranuras.

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El material utilizado para la construcción de los rotores es un acero Martin-Siemens o acero al cromo-níquel. Se trata de una pieza delicada del alternador que deberá ser finalmente balanceada y controlada para las condiciones de sobreelevación de temperatura a la que estará sometida en servicio. En sistemas que giran a velocidades muy elevadas se deben tener en cuenta dos características mecánicas muy importantes. 1. Para que las vibraciones del sistema se encuentren dentro de valores admisibles se requiere realizar un equilibrado dinámico y no debe existir un desequilibrio magnético. 2. Cada rotor tiene una o más velocidades críticas para las cuales no puede conseguirse un funcionamiento estable. El equilibrado estático y dinámico se realiza experimentalmente mediante ensayos con el devanado recorrido por la corriente. El equilibrado magnético se consigue mediante una adecuada construcción. Finalmente la velocidad crítica, que debe encontrarse alejada de la velocidad nominal, se determina mediante cálculo en base a las dimensiones y peso del rotor. Normalmente el rotor dispone de conductos axiales y radiales de ventilación por donde puede circular el fluido de refrigeración. Para máquinas de gran tamaño y potencia los constructores adoptan distintas formas de refrigerar los conductores del arrollamiento de excitación, para lo cual se suelen dejar conductos dentro de las ranuras para permitir la circulación del fluido de refrigeración, lográndose de este modo controlar los valores de sobreelevaciones de temperatura de los arrollamientos de excitación. La importante diferencia de la forma y del devanado del inductor de polos lisos comparado con el de polos salientes, hace que los criterios de dimensionamiento utilizados para máquinas de dos polos resulten diferentes a los ya vistos para las de polos salientes.

4.3 CRITERIOS DE DIMENSIONAMIENTO Y METODOS DE CALCULO Partiendo de las especificaciones de la máquina que se debe proyectar, cuya característica más importante es la velocidad que conduce a la utilización de solamente dos polos, se inicia el cálculo en forma análoga a lo explicado en el capítulo anterior (polos salientes). En el PASO 1 la relación entre el paso polar y el largo ideal (LAMBDA) es función de la potencia de la máquina y se puede obtener de la Figura 4.3. 261

La velocidad del rotor no debe superar los 155 m/seg debido a las solicitaciones de la fuerza centrífuga, razón por la cual a partir de esta velocidad solamente se puede incrementar la potencia aumentando la longitud de la máquina, con el correspondiente aumento del valor de LAMBDA. El paso polar se determina como antes en función de la potencia relativa (en kVA× seg) pero utilizando la Figura 4.4. La densidad lineal de corriente que como ya visto tiene relación con el calentamiento de la máquina se elige en función de la potencia utilizando la Figura 4.5. Los valores más elevados deben ser compatibles con los límites impuestos por el calentamiento de la máquina, tipo de refrigeración, pérdidas adicionales en los conductores, y por las caídas inductivas de tensión. Los valores más bajos deben ser compatibles con las corrientes de cortocircuito.

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El número de ranuras por polo y por fase para máquinas de polos lisos se debe encontrar entre 5 y 12, se recuerda que para polos salientes este valor está comprendido entre 1.5 y 5.

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Son también aquí aplicables los conceptos vistos para reducir la distorsión de la forma de onda de la fuerza electromotriz inducida en los devanados de alterna, es decir, utilización de un número de ranuras por polo y por fase fraccionario, y acortamiento de paso. Es aplicable también lo visto acerca de la construcción del devanado estatórico, el concepto de número de vías de corriente internas y externas. La relación entre la longitud de la expansión polar y el paso polar BTAUP utilizada para polos salientes tiene para polos lisos otra interpretación. La longitud de la expansión polar es aplicable aquí a la longitud que tiene el diente ancho medido en la periferia del inducido, y el valor de la relación BTAUP normalmente utilizado es de 0.33 en lugar de 0.66. El factor de forma HK1 y el valor del coeficiente ALFA que como visto es la relación entre la inducción máxima y media son función de la forma del campo, es decir, de la relación BTAUP y se pueden obtener de la Figura 4.6.

En el PASO 2 se adoptan más datos, y si no estuviera definido se determina el entrehierro. 4.4 DETERMINACION DEL ENTREHIERRO Para este tipo de máquinas se puede determinar un valor adecuado del entrehierro para tener en carga una distorsión del campo admisible, utilizando la expresión:

264

Para estas máquinas el entrehierro es siempre constante, ya que la forma de onda se controla con la distribución del devanado de excitación, a diferencia del criterio aplicado a máquinas de polos salientes, donde el entrehierro se puede hacer variable para contrarrestar el efecto que la fuerza magnetomotriz concentrada tiene en la forma de la onda de fuerza electromotriz inducida. 4.5 DETERMINACION DEL ARROLLAMIENTO DEL INDUCIDO En el PASO 3 se continúa en forma análoga a lo visto para el alternador de polos salientes, la única restricción es que para este tipo de máquinas sólo se utilizan ranuras abiertas de caras paralelas tipo 1, por las características constructivas de los devanados utilizados para estas máquinas. Se trata de bobinas que se construyen utilizando distintos procedimientos (ver Apéndice 4), pero que una vez terminadas deben ser montadas en el circuito magnético, mediante una serie de operaciones importantes entre las cuales un acuñamiento lateral y radial de las barras. Este doble acuñamiento de las barras en el circuito magnético se completa con la atadura adecuada de las cabezas de bobina sobre un soporte permitiendo las dilataciones axiales. Estas disposiciones aseguran al conjunto un excelente comportamiento frente a las vibraciones y los daños que éstas podrían causar al sistema de aislamiento. La fabricación de las barras debe estar sometida a un sistema de control de calidad muy completo antes de su colocación. Las barras con circulación de agua requieren un cuidado particular. Se debe verificar la sección de paso del agua de refrigeración después de las operaciones de conformación de la barra Roebel (transposición de conductores). En el PASO 4 para determinar las inducciones en el estator como así también para el cálculo de la reactancia de dispersión del inducido, se utilizan los mismos criterios vistos para la máquina de polos salientes. En el PASO 5 se determinan el factor de Carter y parámetros del estator, reactancia del inducido (flujos de dispersión). 4.6 DIMENSIONAMIENTO DEL INDUCTOR (PASO 6) La forma más simple de realizar el inductor es aquella con un número de ranuras iguales uniformemente distribuidas en su periferia. El devanado de excitación ocupa solamente una parte de la periferia, se recuerda que no todas las ranuras están ocupadas (sólo el 65% a 75%), mientras que el número de conductores por ranura es el mismo para cada una de ellas.

265

La parte que no contiene devanado puede ser también maciza, siendo esta una disposición muy utilizada en la práctica. Menos frecuentemente se pueden encontrar disposiciones intermedias, con ranuras en el centro no ocupadas y más pequeñas que las restantes, las figuras 4.7, figuras 4.8 y 4.9 muestran las distintas soluciones constructivas mencionadas.

El número tentativo de ranuras rotóricas suponiéndolas iguales y uniformemente distribuidas es 36, quedando determinado su paso en la 36 ava parte de su

266

circunferencia, valor que debe ser compatibilizado con las condiciones que más adelante se consideran. Este paso debe distribuirse entre la ranura y el diente en proporción adecuada. A partir de la relación BTAUP se determina el número de ranuras no ocupadas por el devanado de excitación que forman el denominado diente ancho, y por diferencia se obtiene el número de ranuras que deberá ocupar el devanado. Finalmente se deben calcular los valores de inducción en los dientes anchos (sin arrollamiento) y en los dientes estrechos (con arrollamiento), si alguno de éstos valores no es aceptable deberá modificarse la proporción entre ranura y diente y/o el número de ranuras. El valor de inducción máximo en los dientes anchos debe encontrarse entre 1.4 a 1.6 T, en los dientes estrechos puede alcanzar un valor igual o menor a 2.3 T. Los valores de inducción indicados para los dientes se deben interpretar como valores reales. El valor de inducción aparente que se obtiene cuando para valores altos de inducción en el diente se supone que todo el flujo se establece en los dientes (no hay líneas de campo en la ranura contigua), puede ser notablemente mayor hasta alcanzar el límite de 3.3 T. Para que la distribución del arrollamiento de excitación se repita idénticamente para cada polo, es necesario que el número de ranuras por polo sea par. En una primera aproximación, la profundidad útil necesaria de la ranura para alojar los conductores del devanado de excitación se puede determinar en función del paso polar utilizando la Figura 4.10.

267

Como el rotor está construido a partir de una pieza maciza forjada, para poder controlar la estructura interna del metal, el eje siempre se construye hueco, mecanizando para ello un orificio central. Para determinar que espacio queda disponible para la corona o yugo del rotor, se debe tener en cuenta además de la profundidad de las ranuras, la dimensión de este orificio central. La inducción en el yugo rotórico se debe encontrar entre 1.2 y 1.4 T, en ciertas circunstancias por razones constructivas este valor puede superar 1.5 T. Inmediatamente en el PASO 7 se introducen las características del material magnético utilizado para la construcción análogamente como indicado en el capítulo anterior. 4.7 DETERMINACION DE LA CARACTERISTICA DE VACIO (PASO 8) El procedimiento de cálculo de la característica de vacío de una alternador de polos lisos es distinto al utilizado para polos salientes. Se recuerda que el rotor puede tener todas las ranuras iguales uniformemente distribuidas como se observa en la Figura 4.1 donde no todas sus ranuras están ocupadas por el devanado de excitación (ranuras vacías), en este caso queda lo que hemos denominado diente ancho.

268

Otra forma constructiva consiste en mecanizar solamente las ranuras utilizadas por el devanado de excitación, quedando formado también un diente ancho como se puede observar en la Figura 4.7.

269

Se calculan en primer lugar dos curvas características de la inducción en función de la fuerza magnetomotriz, una para los dientes anchos, la otra para los dientes estrechos, suponiendo nula la dispersión del rotor. Para el cálculo de la fuerza magnetomotriz en el entrehierro para ambas curvas características se debe tener presente que el factor de Carter para los dientes anchos se debe determinar como para una máquina de polos salientes, es decir, con expansiones polares sin ranuras, para los dientes estrechos en cambio como para una máquina que tiene ranuras tanto en el estator como en el rotor. De las curvas características para dientes anchos y estrechos, se puede, despreciando la dispersión rotórica, obtener la característica de la máquina en vacío del modo siguiente. Se determina ante todo para cada punto del polo la inducción en el entrehierro correspondiente a una dada fuerza magnetomotriz. La curva de fuerza magnetomotriz tiene la forma de un trapecio, que en forma simplificada se reemplaza por una curva sinusoidal como se muestra en la Figura 4.11. En el medio del diente ancho se tiene el valor máximo de la sinusoide de fuerza magnetomotriz, en el medio de los dientes estrechos la fuerza magnetomotriz varía con ley sinusoidal.

270

Con cada uno de estos valores se entra en las curvas características de dientes antes obtenidas, y se buscan los correspondientes valores de inducción en el entrehierro correspondientes al eje de cada diente.

Las inducciones así obtenidas se consideran valores medios para cada paso de ranura, y si se multiplican estos valores por el largo ideal y por el paso de ranura se tiene el flujo que conduce cada uno de los dientes del rotor. Sumando los flujos correspondientes a todos los dientes de un polo se obtiene el flujo total por polo. Con estos datos se puede construir la característica de marcha en vacío que todavía no tiene en cuenta la dispersión rotórica, pero es necesario obtener la característica real de vacío que tiene en cuenta la dispersión. 4.8 DETERMINACION DEL FLUJO DE DISPERSION DEL ROTOR En forma distinta a la máquina de polos salientes, donde para construcciones típicas se puede simplemente estimar que el flujo disperso del rotor es del orden del 20%, en las máquinas de rotor liso es necesario un cálculo más preciso.

271

El flujo de dispersión de un rotor de polos lisos está constituido por el flujo de dispersión de las ranuras, de la cabeza de los dientes y de las cabezas del devanado de excitación. El flujo de dispersión de las cabezas de bobinas se establece esencialmente en la parte del devanado de excitación que sobresale de la parte activa del hierro y en los anillos de retención, pudiendo ser despreciado. El flujo disperso de ranura y cabeza de diente se puede determinar con la expresión:

donde: • FMMM = (FMM5 + FMM8 + FMM4) / QQ(3) • FMM5: fuerza magnetomotriz del entrehierro • FMM8: fuerza magnetomotriz del diente ancho • FMM4: fuerza magnetomotriz de la corona rotórica • QQ(3): ranuras por polo del rotor utilizadas • HLD: largo del rotor que tiene en cuenta los canales radiales de ventilación • HLC(3): permeancia de ranura (abierta tipo 1) • HLI: largo ideal • HLC(4): permeancia de cabeza de dientes La FMMM se determina con el valor máximo de inducción en el entrehierro correspondiente a la condición de funcionamiento nominal. El valor máximo de inducción se tiene en el centro del polo, en consecuencia el valor de FMM8 se debe calcular para el diente ancho. Normalmente la ranura utilizada en este tipo de máquinas es una ranura abierta de caras paralelas (tipo 1), pudiendo tanto la ranura como la cuña de cierre presentar algunas variantes en cuanto a su forma y dimensiones. Estas variantes pueden deberse básicamente a la forma de diseño utilizada para la refrigeración del devanado alojado en la ranura.

272

Este trabajo no pretende profundizar detalles constructivos de tal complejidad, en consecuencia el cálculo de la permeancia se hace adoptando una ranura tipo 1 que resulta:

La permeancia de dispersión de cabeza de diente resulta:

A partir de la característica obtenida en el punto anterior, se puede determinar aproximadamente la característica de vacío teniendo en cuenta la dispersión realizando la construcción que se explica a continuación. Para corregir la influencia de la dispersión rotórica cada punto de la característica antes determinada, se debe desplazar hacia abajo en un valor proporcional al flujo de dispersión respecto del flujo útil FDREL y hacia la izquierda en forma proporcional a la corriente de excitación que corresponde al flujo de dispersión como muestra la Figura 4.12.

Se debe observar que el desplazamiento de cada punto de la curva se hace sobre una recta que es paralela a la característica de entrehierro, repitiendo esta construcción se obtiene la característica de vacío real de la máquina. 273

4.9 FUERZA MAGNETOMOTRIZ DE REACCION En un alternador de polos lisos hemos visto que la curva de f.m.m. del inductor varía prácticamente en forma sinusoidal, es decir, no es constante frente a la expansión polar como en un alternador de polos salientes. Se recuerda que la f.m.m. de reacción de inducido tiene en cualquier instante un valor máximo prácticamente constante y que con distribución también próxima a una sinusoide, se desplaza a lo largo del entrehierro con velocidad angular constante. Para calcular la f.m.m. por polo del inductor necesaria para compensar la reacción del inducido no se requiere hacer las consideraciones vistas para la máquina de polos salientes, y se la determina con la expresión:

siendo: • m: número de fases • N: conductores activos por fase • K2: factor de distribución • K3: factor de acortamiento • I: corriente de fase • p: número de polos Finalmente se determinan todos los valores que permiten realizar la construcción de POTIER, es decir, los amper vueltas por polo necesarios en el inductor para las condiciones nominales. 4.10 DETERMINACION DEL DEVANADO DEL INDUCTOR (PASO 9) El devanado de excitación se realiza con conductores de sección rectangular de cobre o aleación de cobre con bajo contenido de plata, la aislación entre conductores y contra masa es generalmente a base de fibra de vidrio con resinas epóxicas (clase F). Para el dimensionamiento del devanado del inductor se adoptan los siguientes parámetros: • tensión por polo • densidad de corriente en el arrollamiento • coeficiente de aprovechamiento de la ranura 274

• resistividad del conductor (a la temperatura de régimen) • peso específico • espesor del aislamiento entre espiras • espesor del aislamiento contra masa La tensión de excitación para máquinas de este tipo puede ser del orden de 220 V, la densidad de corriente 4 a 4.5 A/mm2.. Por analogía como se procede para el cálculo de una máquina de polos salientes, a partir de las dimensiones ya calculadas de la ranura rotórica, se determina la sección teórica disponible para el devanado de excitación en las ranuras ocupadas correspondientes a medio polo.

Se determina luego la sección neta del devanado que se obtiene a partir de la f.m.m. total que se calcula con la construcción de Potier, incrementada en un 5% para tener un margen de seguridad y de la densidad de corriente adoptada para el devanado.

La sección total necesaria para el devanado se obtiene a partir de esta última teniendo en cuenta el factor de aprovechamiento que depende de los aislamientos entre conductores y contra masa, y de los eventuales canales de refrigeración que se deben adoptar para mantener baja la sobreelevación de temperatura en esta parte del devanado.

Para determinar la sección del conductor se debe calcular la longitud de la espira media del devanado de excitación, de acuerdo con la Figura 4.13 y los datos indicados en la Tabla 4.1 resulta:

275

TABLA 4.1 - Distancias referidas a las cabezas de bobinas. DIAM. ROTOR

C1

C2

R

C3

mm

mm

mm

Mm

mm

500

45

10

25

10

500 .. 700

50

12

30

20

700 .. 800

60

15

35

30

800 .. 900

80

20

35

30

900 .. 1100

100

25

35

30

La saliente de cada cabeza de bobina indicada en la Figura 4.13 resulta:

Finalmente la sección del conductor resulta:

La corriente de excitación vale:

276

El número de espiras teórico necesario para el devanado de excitación resulta:

Finalmente se debe calcular el número de conductores activos por ranura que tiene que cumplir la condición de ser entero, de no ser así se debe forzar al entero más próximo y recalcular el número de espiras definitivo y la corriente de excitación.

Análogamente a lo indicado en el capítulo anterior, es indispensable realizar un cálculo térmico que permite en función de la geometría del rotor, del devanado, de los materiales utilizados para la aislación entre espiras y contra masa y en función del tipo de refrigeración adoptado, obtener valores teóricos (que deberán verificarse mediante ensayos) y que sirven para efectuar eventuales modificaciones de esta parte del cálculo. Por último se calcula la resistencia por polo del devanado de excitación:

y las pérdidas Joule de excitación totales que resultan:

Finalmente se debe verificar si efectivamente con los datos obtenidos el devanado del inductor es realizable, y en caso de que así no fuese adoptar las modificaciones, tanto de diseño como de los parámetros iniciales, para reconducir el cálculo. 4.11 DETERMINACION DE LAS PERDIDAS Es conveniente destacar que para la determinación de las pérdidas mecánicas y de ventilación se adopta la misma expresión simplificada utilizada para las máquinas de polos salientes que da valores aproximados. Para evaluar estas pérdidas con mayor precisión, es imprescindible referirse a construcciones similares, es decir, recurrir a la experiencia del fabricante. Para las pérdidas adicionales (de difícil evaluación) son válidos los mismos criterios citados en el capítulo anterior. Finalmente de modo análogo a lo indicado para máquinas de polos salientes, se procede a determinan las pérdidas totales que se utilizan para calcular el rendimiento con lo cual se completa el cálculo básico. BIBLIOGRAFIA ALTERNADOR DE POLOS LISOS.

277

• PUBLICACION IEC 34-3 (1968) Part 3: Ratings and characteristics of three-phase, 50 Hz turbine-type machines.

• M. LIWSCHITZ "Calcolo e determinaziones delle dimensioni delle macchine elettriche" ULRICO HOEPLI-MILANO.

• CARRER "MACCHINE ELETTRICHE" Parte terza MACCHINE SINCRONE - LEVROTTO BELLA - TORINO.

• E. DI PIERRO "Costruzioni elettromeccaniche Volume secondo" SIDEREA - ROMA 1986 • W. SCHUISKY "Calcolo delle macchine elettriche" CASA EDITRICE AMBROSIANA - MILANO. • Large Turbogenerators - Gec Alsthom abril 1994 • Turbo Alternators Group - Gec Alshtom N° 26841 mayo 1993

278

APENDICE 3 PROBLEMAS DE APLICACION A3.1 INTRODUCCION A3.2 PREPARACION DEL LOTE DE DATOS A3.3 EJECUCION DEL CALCULO A3.4 UTILIZACION DEL PROGRAMA DE DIBUJO A3.5 OTRA FORMA DE PREPARAR LOS DATOS A3.6 REVISION DE RESULTADOS (PARA DOCENTES) A3.7 EJERCICIOS PROPUESTOS A3.7 Tabla de datos para la corrida del programa «SINCRO» A3.8 BIBLIOGRAFIA A3.9 PROBLEMAS [a] PROBLEMA: 3.1 PROBLEMA: 3.2 PROBLEMA: 3.3 PROBLEMA: 3.4 PROBLEMA: 3.5 PROBLEMA: 3.6 PROBLEMA: 3.7 PROBLEMA: 3.8 [b] PROBLEMA: 3.9 PROBLEMA: 3.10 PROBLEMA: 3.11 PROBLEMA: 3.12

279

PROBLEMA: 3.13 [c]

A3.1 INTRODUCCION También en este apéndice se proponen problemas que permiten efectuar distintos cálculos relacionados con el diseño electromagnético de la máquina, señalando valores típicos para las diferentes solicitaciones magnéticas, eléctricas y térmicas que se utilizan normalmente, y también temas relacionados con algunos ensayos, análisis y detección de fallas. Concretamente el programa correspondiente a este volumen resuelve el problema de calcular: o

Generador sincrónico trifásico de polos salientes y de polos lisos (SINCRO).

El programa es de tipo «batch», para ejecutarlo es necesario haber preparado previamente el lote de datos correspondiente que se puede hacer con un editor o bien utilizando la facilidad del programa (interactivo) EDIMAQ, que asiste al usuario en la preparación de un lote de datos o su modificación. Los resultados de la ejecución del programa de cálculo se obtienen direccionando la salida a un archivo en disco. Por último el programa DIBMAQ permite cargar un ejemplo, y luego modificarlo con los datos de diseño obtenidos en la corrida y dibujar cortes longitudinales y transversales de la máquina calculada, variando la ubicación y el tamaño de la ventana de observación. A fin de utilizar este conjunto de programas en una forma eficiente es aconsejable cargarlos en el disco rígido. A título de ejemplo describimos en forma genérica el uso en detalle. A3.2 PREPARACION DEL LOTE DE DATOS Se ejecuta el programa EDIMAQ que presenta un menú que propone el tipo de máquina cuyos datos se desea preparar o modificar. Los datos del problema específico se van ingresando o modificando uno a uno, y cuando se termina debe indicarse el nombre del archivo ("file") en el cual se graba el lote de datos. La preparación de datos también puede hacerse con un editor de textos (NOTEPAD, EDIT, WRITE u otro equivalente pero no WORD). En este caso los registros (renglones) de datos pueden estar separados por renglones de comentarios que inician

280

con "C" o "*", que los identifica, no requieren un encolumnamiento riguroso, pero es indispensable que todos tengan valor aunque sea 0. Se recuerda que si se adopta esta modalidad de trabajo, es decir generar el lote de datos con comentarios, no puede utilizarse el programa EDIMAQ para cambiar valores, este último sólo sirve si el lote de datos no tiene comentarios. A3.3 EJECUCION DEL CALCULO La ejecución de un programa de cálculo en este caso SINCRO inicia preguntando donde están los datos, debe responderse indicando el archivo previamente preparado, luego pregunta donde deben ir los resultados debiendo responderse también. Es conveniente que los resultados queden grabados en un archivo para poderlo ver utilizando también para ello alguno de los editores citados o bien la modalidad BROWSE (que muestra sin permitir modificaciones), o el recomendable "shareware" LIST que trabaja en modo análogo . A3.4 UTILIZACION DEL PROGRAMA DE DIBUJO Para aprovechar correctamente las facilidades disponibles, es conveniente iniciar el uso del programa de dibujo disponiendo de la salida de cálculo en papel para leer los datos a medida que el programa los requiere. El programa contiene un ejemplo, y ofrece distintas opciones una de las cuales permite modificar los datos, introduciéndose lógicamente los que corresponden al ejemplo que se desea graficar. El programa permite variar la ventana de observación del dibujo (efecto zoom) a fin de visualizar detalles del mismo. En una de las opciones el programa permite generar un archivo .DXF que puede ser interpretado por los poderosos programas de dibujo "CAD" hoy difundidos en todo el mundo (® AutoCad, ® MicroCadam, etc.). A3.5 OTRA FORMA DE PREPARAR LOS DATOS Hemos visto que EDIMAQ prepara un archivo de datos para el cálculo que se quiere desarrollar, como dicho con un editor (EDIT, u otro programa equivalente) es posible introducir modificaciones en este archivo. También puede preparase en esta forma el lote de datos completo, pero esta tarea está dificultada por la falta de guía, es posible entonces preparar los datos agregando renglones de comentarios (que inician con una "C" o un "*" en la primera columna) de manera de ayudar a ubicar correctamente los valores. Para facilitar esta tarea existe un archivo TABLA.TXT que contiene comentarios y espacios disponibles para preparar el lote de datos correspondiente.

281

El programa al ejecutarse salta los renglones de comentarios y solo lee la parte de datos que efectivamente interesan para el caso particular que se encara. Como ya mencionado en el apéndice 1 puede utilizarse el programa SELTAR que actuando sobre este archivo separa los renglones que inician con "C" o "*" y que considera de comentarios. A3.6 REVISION DE RESULTADOS (PARA DOCENTES) Un programa llamado FILMAQ lee el informe de cálculo de una máquina (cualquiera) y lo sintetiza generando un archivo de datos que utiliza el programa de dibujo. Esta facilidad no debe ser utilizada por los alumnos durante el proceso de aprendizaje ya que el elevado grado de automatización, y la rapidez con que se puede ejecutar el trabajo atentan contra la reflexión y la maduración de los conceptos que se intentan inculcar. A3.7 EJERCICIOS PROPUESTOS A fin de experimentar como se ejecuta el programa se propone un lote de datos correspondientes a un ejemplo que en su momento fue objeto de publicación en la presentación del programa. El interesado en ejecutarlo puede generar un archivo con los datos que se indican en la tabla, respetando el encolumnamiento de 10 caracteres por columna, debe tenerse cuidado que los datos incluyan en todos los casos el punto decimal, mientras que para los valores nulos puede dejarse en blanco el espacio. A3.7 Tabla de datos para la corrida del programa «SINCRO» 1

2

3

4

5

6

7

8

1 NOM (identificación de la corrida) EJEMPLO DE CALCULO GEN. SINCRONICO

DE POLOS SALIENTES

fecha:

2 datos básicos POT

UU(1)

FO

TC

RPMS

COFI

REND

250.

0

0

0

0

0

0

3 datos de dimensionamiento del estator TAUP

HLAMDA

AFC(1)

QPF

FH

HK4

FAP1

0

0

0

0

0

0

0

4 canales radiales de ventilación ACAN1

NCAN1

KENFR

ACAN2

NCAN2

10

4

1

0

0

5 entrehierro y bobinado

282

DELTA

HNVIN

HNVIAS

DENC

COEAP

RHO

DCOND

0

0

0

0

0

0

0

6 determinación de la ranura TIPO

BB2

BB1

HH4

HH3

HH2

EA

BC

0

0

0

0

0

0

0

0

7 dimensiones del estator ASB/QQ2

DU/HH34

BCU/BBB

FAP(2)

CHC/EA2

BC(2)

DUCEM

HHX

0

0

0

0

0

0

0

0

8 características del hierro del estator: inducción BW

BW

BW

BW

BW

BW

BW

BW

0

0

0

0

0

0

0

0

9 características del hierro: pérdidas específicas WK

WK

WK

WK

WK

WK

WK

WK

0

0

0

0

0

0

0

0

10 características del hierro: intensidad de campo AS

AS

AS

AS

AS

AS

AS

AS

0

0

0

0

0

0

0

0

11 características del hierro del rotor: inducción BW

BW

BW

BW

BW

BW

BW

BW

0

0

0

0

0

0

0

0

12 características del hierro: pérdidas específicas WK

WK

WK

WK

WK

WK

WK

WK

0

0

0

0

0

0

0

0

13 características del hierro: intensidad de campo AS

AS

AS

AS

AS

AS

AS

AS

0

0

0

0

0

0

0

0

14 reacción del inducido y cálculo de pérdidas CRI

-

FREBW

EBW

PERVEN

FACMAY

PERADI

0

-

0

0

0

0

0

15 polo de excitación UPOL

-

-

DENC

COEAP

RHO

DCOND

EA

0

-

-

0

0

0

0

0

16 jaula amortiguadora ALFA2

CPRIMA

CB

CA

QPOL4

0

0

0

0

0

17 determinación de reactancias

283

AD1

AT1

CS

CD

HQO

HLIG

HNLEHN

0

0

0

0

0

0

0

A3.8 BIBLIOGRAFIA o o

"LA MAQUINA SINCRONICA, CALCULO Y PROYECTO ASISTIDO POR COMPUTADORA" - J. N. L. Sacchi - A. Rifaldi - Revista Electrotécnica noviembre/diciembre 1987. "CALCULO AUTOMATICO DE MAQUINAS ELECTRICAS - EL DIBUJO" - J. N. L. Sacchi - A.Rifaldi - Revista Electrotécnica - mayo/junio 1989.

A3.9 PROBLEMAS Algunos de los problemas que siguen se han resuelto con una propuesta que no necesariamente es única, mientras que para otros sólo se da su enunciado. El lector, al ejercitarse debe intentar comprender cuales son los caminos que se adoptan para resolver el problema, en base a sus conocimientos tratar de descubrir otros, y explorarlos comparando las soluciones y decidiendo en forma justificada. PROBLEMA: 3.1 Se conocen los siguientes datos de un generador sincrónico trifásico de polos salientes: Tensión de línea

400

Frecuencia

50 Hz

Velocidad sincrónica

750 v.p.m.

Diámetro al entrehierro

1200 mm

Largo del paquete

480 mm

Canales radiales de ventilación de 10 mm c/u

4

Número de ranuras totales

120

Tipo de entrehierro

variable

Se desea conocer cual es la potencia que esta máquina puede entregar, lógicamente en valor aproximado en base a una estimación de proyecto. La potencia de la máquina es igual a: POT = √ 3× U × I (1)

se puede suponer que la tensión de fase es igual a: UF = 2.1 × FO × HN × WB (2)

la inducción en el entrehierro:

284

BEN = WB / (ALFA × HLI × TAUP)

si se adopta BEN = 0.8 T y se supone que la relación BTAUP = 0.66 resulta ALFA = 0.61. TAUP = π × DIAM / NPOL = 471 mm

podemos calcular el flujo por polo: WB = 0.8 × 0.61 × 0.44 × 0.471 = 0.1011 Wb

si se adopta para la carga térmica un valor de 180 y una densidad de corriente para el devanado estatórico DENC = 4.5 A/mm2 se tiene: AFC = 180 / 4.5 = 40 Amp.esp/mm

reemplazando valores en (1): POT = 2.1 × 50 × 0.1011 × 40 × π × 1200 = 1600 KVA

la corriente resulta: I = 2309 A

de la expresión (2): HN = 231 / (2.1 × 50 × 0.1011) = 21.76 ⇒ 22

se debe verificar si el valor de densidad lineal de corriente coincide con el valor previamente adoptado: AFC = (3 × 22 × 2309) / (π × 1200) = 40.4 Amp.esp/mm

prácticamente coincide, por lo cual se puede estimar que la máquina puede entregar 1600 kVA. PROBLEMA: 3.2 El pico de la corriente de un alternador excitado a su tensión nominal no debe superar 21 veces el valor eficaz de la corriente nominal cuando se lo pone bruscamente en cortocircuito en bornes. Esta condición que está establecida por las normas fija en forma indirecta el valor de la reactancia subtransitoria de la máquina. Se pregunta cuanto debe valer X". Icc" = E/X"

donde la corriente está dada en valor eficaz simétrico, la tensión en valor eficaz y la reactancia en valores congruentes. 285

Debido a los fenómenos conocidos de la reacción de armadura, la amplitud de la corriente de cortocircuito decrece en el tiempo hacia el valor Icc' con la constante de tiempo T". Es aceptable considerar que durante el primer ciclo no se produce decremento. Si se produjera un cortocircuito trifásico (estando la máquina en vacío), la corriente de las fases debiendo mantener continuidad entre antes y después del establecimiento, está formada por la superposición de una componente simétrica alterna, más una componente continua, de manera que en el instante inicial del fenómeno en las tres fases la corriente sea nula. Para una de las fases la asimetría de la corriente puede máxima, en esta condición la amplitud de la componente continua sería igual al valor de pico de la componente alterna. Idc = √ 2 × Icc"

medio ciclo después la superposición de la componente continua y alterna llevaría el valor de pico de la corriente, suponiendo que la componente continua no decrece al valor: Ipico = Idc + √ 2 × Icc" = 2.81 Icc"

lógicamente el valor 2.81 es un límite teórico, no alcanzable a causa de la disminución de la componente continua y de la amplitud de la corriente alterna. Generalmente se acepta, de acuerdo con la norma correspondiente a interruptores de alta tensión que: Ipico = 2.5 × Icc"

Como el valor de la corriente de pico está establecido: Ipico / Inominal = 21 Icc" / Inominal = 21 / 2.5 = 8.4 = 1/0.119 por otra parte Inominal / Icc" = X" (en valor relativo). X" = 0.119 = 12%

PROBLEMA: 3.3 Se conocen los siguientes datos de un generador sincrónico trifásico: Frecuencia 50 Hz Velocidad sincrónica 750 v.p.m.

286

Ranuras totales 84 comprobar las condiciones de simetría del devanado, (es decir si es realizable), indicar si es posible realizar circuitos en paralelo y que paso adoptaría para su realización. PROBLEMA: 3.4 Se conocen los siguientes datos de un generador sincrónico trifásico: Frecuencia 50 Hz Velocidad sincrónica 1000 v.p.m. Ranuras totales 45 comprobar las condiciones de simetría del devanado, (es decir si es realizable), indicar si es posible realizar circuitos en paralelo y que paso adoptaría para su realización. PROBLEMA: 3.5 Se conocen los siguientes datos de un generador sincrónico trifásico: Frecuencia 50 Hz Velocidad sincrónica 1500 v.p.m. Ranuras totales 45 comprobar las condiciones de simetría del devanado, (es decir si es realizable), indicar si es posible realizar circuitos en paralelo y que paso adoptaría para su realización. PROBLEMA: 3.6 Se conocen los siguientes datos de un generador sincrónico trifásico: Tensión de línea 400 V Corriente de línea 2309 A Frecuencia 50 Hz Velocidad sincrónica 750 v.p.m. Diámetro al entrehierro 1200 mm Flujo 0.1 Wb indicar para el caso de entrehierro variable el valor del mismo para tener una distorsión del campo en carga aceptable.

287

PROBLEMA: 3.7 Se conocen los siguientes datos de un generador sincrónico trifásico: Frecuencia 50 Hz Velocidad sincrónica 750 v.p.m. Diámetro al entrehierro 1200 mm Largo del paquete 480 mm Entrehierro variable 8 mm Diámetro del eje 227 mm Flujo 0.1 Wb se requiere dimensionar el polo inductor. PROBLEMA: 3.8 Se propone utilizar el programa de cálculo del generador sincrónico, obteniendo las características de vacío y de entrehierro, las caracterísiticas del material utilizado para el estator, y la incidencia de los factores de distribución y acortamiento en la forma de onda, a fin de integrar con esta documentación un informe. Con el lote de datos del archivo "procap3.dat" que corresponde a un generador sincrónico de polos salientes de 250 kVA, se prepara el cálculo. Se ejecuta el programa de la forma habitual, indicando el nombre del archivo de datos correspondiente, luego indicar el nombre del archivo de salida (por ejemplo el mismo nombre con extensión imp) y por último el nombre del archivo para las tablas (el mismo nombre pero con extensión csv), este último archivo es el que debe levantarse con el Excel. Desde el Excel se llama el archivo, cliquear "Archivo/Abrir" (para encontrarlo seleccionar tipo de archivo *.csv), en el cuadro de diálogo "Abrir", el asistente para importar pregunta tipo de datos, indicar delimitados, en el paso siguiente indicar separador punto y coma, y se importan los datos. Con los datos en la planilla se definen los valores que se grafican y se observa la característica de vacío y de entrehierro figura a1.

288

Con la característica de vacío figura a1, se debe construir la característica de cortocircuito que permite determinar el comportamiento de la corriente de inducido cuando éste está en cortocircuito, en función de la corriente de excitación. Con la caída de tensión en la reactancia de dispersión (XI) se determina de la característica de vacío la f.m.m. requerida, y a este valor se le suma la f.m.m. de reacción de inducido (RI). A la derecha del gráfico en una escala adecuada se representan los valores de corriente de inducido en valor relativo. Finalmente la característica de cortocircuito es una recta que pasa por el origen y por el punto determinado por la intersección del valor de f.m.m. resultante y el valor de corriente unitario. La relación de cortocircuito se determina relacionando la f.m.m. necesaria para tener en vacío la tensión nominal y la f.m.m. requerida para la corriente unitaria en cortocircuito, que para el ejemplo considerado resulta:

La reactancia sincróncia saturada (XSDS) es la inversa de la relación de cortocircuito y resulta igual a 1,03 que difiere en 1% del valor calculado por el programa. También se observa la característica de pérdidas específicas en función de la inducción figura a2, y la característica de magnetización figura a3, del material utilizado para el estator, se pude hacer lo mismo para el material del rotor.

289

También para este ejemplo se obtiene un gráfico que pone en evidencia el valor de los factores de distribución y acortamiento para los distintos armónicos que se desean eliminar o atenuar figura a4. Se observa la incidencia que tiene la distribución y el acortamiento del devanado en la forma de onda de la fuerza electromotriz inducida.

290

PROBLEMA: 3.9 Veamos a modo de ejemplo registros de la forma de onda y breves comentarios de tres alternadores de distintas características de diseño. El primer caso corresponde a una máquina de polos salientes accionada por una turbina hidráulica, el segundo a una de polos lisos accionada por una turbina a vapor, y el último a una de cuatro polos accionada por una turbina a gas. En la figura a5 se observa la forma de onda de la tensión registrada en bornes de uno de los alternadores de polos salientes de 29,2 MVA y tensión 13,2 kV de la central hidroeléctrica Florentino Ameghino, que es prácticamente un onda senoidal.

La figura a6 muestra la forma de onda de la tensión de fase de un turbogenerador de 18,75 MVA de la central térmica Barranqueras, donde se puede observar la presencia de pequeñas ondulaciones en la cresta de la onda. Estas ondulaciones son atribuibles a la distorsión producida por los

armónicos de ranura, debido a que esta máquina no tiene inclinado el paquete estatórico (o el inductor) en un paso de ranura para lograr atenuar este efecto.

291

La figura a7 muestra la forma de onda de la tensión del generador de 21.9 MVA, 1500 v.p.m. tensión 13.8 kV de la central térmica Pico Truncado, que es prácticamente senoidal.

PROBLEMA: 3.10 Se dispone en el laboratorio de un alternador trifásico de polos salientes de 5kVA tensión 380 V 50 Hz 1500 v.p.m. del cual se conocen todos los datos de su diseño electromagnético, en particular el tipo de entrehierro utilizado que es constante. La máquina dispone de una bornera auxiliar que permite acceder a tres bobinas exploradoras (no cargables) con distintos pasos, que permiten evaluar el efecto que tiene el paso del devanado en la forma de onda del alternador. La primera parte del ensayo consiste en registrar la forma de onda de la tensión de línea siendo el circuito de medición aconsejado el siguiente:

El ensayo se inicia arrancando el motor primario (acoplado axialmente al generador) y regulando su

292

velocidad al valor nominal de la velocidad del generador. Entonces se efectúa la primera lectura de la tensión de línea con el interruptor k abierto, simultáneamente se registra con un osciloscopio la forma de onda Fig.1.

Cerrando el interruptor k se conecta una carga de resistencias, actuando sobre la excitación se lleva la corriente de carga a su valor nominal (dentro de las posibilidades del equipamiento del laboratorio), se mide la tensión de línea y se registra su forma Fig.2.

La Fig. 3 muestra la cresta de onda para una mejor visualización de su forma. En la segunda parte del ensayo utilizando la bornera auxiliar, se efectuaron los registros que se indican a continuación.

293

En la Fig. 4 se observa la forma de onda para paso entero (bornes 1-2), la Fig. 5 corresponde al registro realizado con paso acortado en 20 grados eléctricos (bornes 3-4) y la Fig. 6 con paso acortado en 40 grados eléctricos (bornes 5-6).

294

Se requiere evaluar los resultados obtenidos y explicar en primer lugar la diferencia de la forma de onda que se observa entre el ensayo en vacío y en carga, finalmente para los ensayos realizados con las bobinas exploradoras, justificar la diferencia de la forma de onda observada en las figuras. PROBLEMA: 3.11 Con los registros obtenidos en el ensayo del alternador de 5 kVA del problema anterior, utilizando uno de los programas que se encuentra dentro del paquete WproCalc denominado Y-fourier, se realizó el desarrollo en serie de Fourier para evaluar la distorsión de la forma de onda. Para definir la función se leyeron 10 valores para un cuarto de onda de la Fig.1 y 19 valores para media onda de la Fig.2 correspondientes a la tensión de línea en vacío y en carga respectivamente, estos valores se repiten con su signo hasta completar la onda utilizando en total 37 puntos, el máximo orden del armónico se lo adopta igual a 17. Los resultados de las corridas se indican en las tablas 1 y 2 (los archivos vacio.txt y carga.txt son los datos y resultados del programa Y-fourier ejecutado dentro de WproCalc).

295

vacio.txt Desarrollo en serie de Fourier Datos 37 n2m1 = cantidad de puntos que definen la funcion 17 m = maximo orden de la armonica m < (n2m1 - 1) / punto / valor 1 0 2 5 3 10 4 13.5 5 17.5 6 20 7 23 8 25 9 28 10 28 11 28 12 25 13 23 14 20 15 17.5 16 13.5 17 10 18 5 19 0 20 -5 21 -10 22 -13.5 23 -17.5 24 -20 25 -23 26 -25 27 -28 28 -28 29 -28 30 -25 31 -23 32 -20 33 -17.5 34 -13.5 35 -10 36 -5 37 0 999 Resultados FUNCION DEFINIDA POR 37 PUNTOS A(I)*COS(I*ALFA) + B(I)*SIN(I*ALFA) C(I) % A( 0) = 0.000 (VALOR MEDIO) A( 1) = -0.000 ; B( 1) = 27.243 ; 27.243 100.000 A( 2) = 0.000 ; B( 2) = -0.000 ; 0.000 0.000 A( 3) = 0.000 ; B( 3) = -0.207 ; 0.207 0.761 A( 4) = 0.000 ; B( 4) = -0.000 ; 0.000 0.000 A( 5) = 0.000 ; B( 5) = 0.753 ; 0.753 2.763

(impar) 2

fi ;

-0.000 ;

;

0.000 ;

;

-0.000 ;

;

0.000 ;

;

0.000 ;

296

A( 6) 0.000 A( 7) 0.683 A( 8) 0.000 A( 9) 0.408 A(10) 0.000 A(11) 0.074 A(12) 0.000 A(13) 0.405 A(14) 0.000 A(15) 0.055 A(16) 0.000 A(17) 1.412

=

-0.000 ; B( 6) =

0.000 ;

0.000 ;

0.000 ;

=

-0.000 ; B( 7) =

-0.186 ;

0.186 ;

0.000 ;

=

0.000 ; B( 8) =

-0.000 ;

0.000 ;

0.000 ;

=

0.000 ; B( 9) =

0.111 ;

0.111 ;

0.000 ;

=

-0.000 ; B(10) =

-0.000 ;

0.000 ;

0.000 ;

=

-0.000 ; B(11) =

0.020 ;

0.020 ;

-0.000 ;

=

-0.000 ; B(12) =

0.000 ;

0.000 ;

0.000 ;

=

0.000 ; B(13) =

-0.110 ;

0.110 ;

-0.000 ;

=

0.000 ; B(14) =

-0.000 ;

0.000 ;

0.000 ;

=

0.000 ; B(15) =

-0.015 ;

0.015 ;

-0.001 ;

=

0.000 ; B(16) =

-0.000 ;

0.000 ;

0.000 ;

=

-0.000 ; B(17) =

-0.385 ;

0.385 ;

0.000 ;

Distorsion armonica total 3.319 -------------------------------------------------

=

carga.txt Desarrollo en serie de Fourier Datos 37 n2m1 = cantidad de puntos que definen la funcion (impar) 17 m = maximo orden de la armonica m < (n2m1 - 1) / 2 punto / valor 1 0 2 6.2 3 10 4 14.3 5 17.3 6 20.6 7 22.9 8 25.9 9 27 10 27.6 11 26.8 12 24.7 13 22.6 14 19.8 15 17.3 16 13.2 17 9.4 18 4.1 19 0 20 -6.2 21 -10 22 -14.3 23 -17.3 24 -20.6 25 -22.9 26 -25.9

297

27 -27 28 -27.6 29 -26.8 30 -24.7 31 -22.6 32 -19.8 33 -17.3 34 -13.2 35 -9.4 36 -4.1 37 0 999 Resultados FUNCION DEFINIDA POR 37 PUNTOS A(I)*COS(I*ALFA) + B(I)*SIN(I*ALFA) C(I) fi % A( 0) = 0.000 (VALOR MEDIO) A( 1) = 0.521 ; B( 1) = 26.989 ; 26.994 ; 1.107 100.000 A( 2) = -0.000 ; B( 2) = -0.000 ; 0.000 ; 0.000 0.000 A( 3) = -0.001 ; B( 3) = 0.014 ; 0.014 ; -6.204 0.051 A( 4) = 0.000 ; B( 4) = -0.000 ; 0.000 ; 0.000 0.000 A( 5) = 0.167 ; B( 5) = 0.549 ; 0.574 ; 16.940 2.125 A( 6) = -0.000 ; B( 6) = 0.000 ; 0.000 ; 0.000 0.000 A( 7) = -0.079 ; B( 7) = -0.058 ; 0.099 ; 53.703 0.365 A( 8) = -0.000 ; B( 8) = -0.000 ; 0.000 ; 0.000 0.000 A( 9) = -0.078 ; B( 9) = 0.022 ; 0.081 ; -74.055 0.300 A(10) = -0.000 ; B(10) = -0.000 ; 0.000 ; 0.000 0.000 A(11) = -0.031 ; B(11) = 0.075 ; 0.081 ; -22.474 0.301 A(12) = 0.000 ; B(12) = 0.000 ; 0.000 ; 0.000 0.000 A(13) = -0.123 ; B(13) = 0.005 ; 0.123 ; -87.883 0.456 A(14) = -0.000 ; B(14) = -0.000 ; 0.000 ; 0.000 0.000 A(15) = -0.021 ; B(15) = -0.025 ; 0.032 ; 39.896 0.120 A(16) = 0.000 ; B(16) = -0.000 ; 0.000 ; 0.000 0.000 A(17) = -0.355 ; B(17) = 0.041 ; 0.358 ; -83.349 1.325 Distorsion armonica total 2.610 -------------------------------------------------

; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; =

Tabla 1 - Tensión de línea en vacío

298

A(I)*COS(I*ALFA)+B(I)*SIN(I*ALFA) C(I)

fi

%

A(0) = 0.000 (VALOR MEDIO) A(1) = -0.000

B(1) = 27.243

27.243

-0.000

100.000

A(3) = 0.000

B(3) = -0.207

0.207

-0.000

0.761

A(5) = 0.000

B(5) = 0.753

0.753

0.000

2.763

A(7) = -0.000

B(7) = -0.186

0.186

0.000

0.683

A(9) = 0.000

B(9) = 0.111

0.111

0.000

0.408

A(11) = -0.000

B(11) = 0.020

0.020

-0.000

0.074

A(13) = 0.000

B(13) = -0.110

0.110

-0.000

0.405

A(15) = 0.000

B(15) = -0.015

0.015

-0.001

0.055

A(17) = -0.000

B(17) = -0.385

0.385

0.000

1.412

Distorsión armónica total =

3.319

Tabla 2 - Tensión de línea en carga A(I)*COS(I*ALFA)+B(I)*SIN(I*ALFA) C(I)

fi

%

A(0) = 0.000 (VALOR MEDIO) A(1) = 0.521

B(1) = 26.989

26.994

1.107

100.000

A(3) = -0.001

B(3) = 0.014

0.014

-6.204

0.051

A(5) = 0.167

B(5) = 0.549

0.574

16.940

2.125

A(7) = -0.079

B(7) = -0.058

0.099

53.703

0.365

A(9) = -0.078

B(9) = 0.022

0.081

-74.055 0.300

A(11) =-0.031

B(11) = 0.075

0.081

-22.474 0.301

A(13) = -0.123

B(13) = 0.005

0.123

-87.883 0.456

A(15) = -0.021

B(15) = -0.025

0.032

39.896

A(17) = 0.355

B(17) = 0.041

0.358

-83.349 1.325

Distorsión armónica total =

0.120

2.610

Debido a las características de simetría que se observan en los oscilogramas de tensión obtenidos en los ensayos de vacío y en carga, algunos términos de la serie son nulos. Siendo iguales las áreas positiva y negativa el valor medio es nulo. Como la semionda negativa rebatida respecto al eje de abscisas, si se la traslada sobre la semionda positiva es superponible, todos los armónicos pares son nulos, además como cada semionda de vacío es simétrica respecto a un eje vertical que pasa por su cresta todos los términos en coseno son nulos, para carga esta situación no se presenta y los términos en coseno tienen valores.

299

La figura muestra el contenido armónico en vacío y en carga, se destaca que se presenta un incremento importante para el armónico 17. La interpretación del aumento se debe a que como el alternador ensayado tiene 36 ranuras estatóricas y cuatro polos, para este armónico el factor de distribución es igual al de la fundamental, es decir se trata de un armónico de ranura.

Se destaca algo que se observa a simple vista de los oscilogramas utilizados, la distorsión armónica total en vacío 3.32 % es mayor que en carga 2.61 %. Con la planilla FOURIEG.XLS, que se encuentra dentro del paquete MAQELE.EXE, se puede realizar la reconstrucción de la forma de onda de tensión de vacío y carga (Figs. 1 y 2) que se utilizaron para realizar el análisis llevado a cabo con Y-fourier para determinar el contenido armónico. Es importante señalar que para el caso estudiado utilizando 37 puntos el programa Yfourier limita el orden del armónico al valor 17, para el alternador utilizado también el 19 resulta un armónico de ranura, es decir el factor de distribución es igual al de la fundamental. La planilla muestra una figura con la reconstrucción de la forma de onda en vacío con el contenido armónico total y otra excluyendo el armónico 17, permitiendo apreciar por comparación su incidencia en la forma de onda registrada. También se hace lo mismo para la onda en carga, se observa que este efecto se atenúa, debido a que en estas condiciones está presente la reacción de armadura del devanado que está distribuido en las ranuras.

300

PROBLEMA: 3.12 El problema general de regulación de la máquina sincrónica consiste en establecer la corriente necesaria de excitación para obtener, con una cierta carga, la tensión nominal en bornes. Como ya visto en el Capítulo 3 - Determinación de la característica de vacío (PASO 8), el programa de cálculo SINCRO utiliza para mayor simplicidad, para máquinas anisótropas (polos salientes) la construcción de Potier en vez de la construcción de Blondel (doble reacción), conceptualmente válido para este tipo de máquinas. El método de Potier se adapta también a estas máquinas y con un error reducido en el módulo de la f.e.m. interna y de mayor magnitud en su ángulo de fase, da como resultado valores conservadores de la f.m.m. resultante, que no se lo considera un inconveniente puesto que otorga un margen de seguridad al proyectista. La construcción de Potier interpreta los fenómenos que tienen lugar en una máquina sincrónica isótropa (polos lisos) en modo muy satisfactorio, pero relativamente complejo, consta de sumas vectoriales y un pasaje no lineal entre la f.e.m. y la corriente de excitación. Si se admite despreciar la saturación, es decir una relación lineal entre estas magnitudes, el procedimiento se simplifica y se obtiene la construcción denominada de única reactancia. Este diagrama vectorial se obtiene a partir de la característica de entrehierro como muestra la figura 1, se observa que EG/HIG = EH/HIGT y los dos triángulos sombreados son semejantes. El programa a partir de esta característica recalcula con el valor de EG antes obtenido los valores de HIG y HIGT y determina EH, siendo esta construcción válida para polos lisos. Se determina de este modo la reactancia sincrónica no saturada Xs = XR + Xd como suma de la reactancia de reacción del inducido más la de dispersión.

301

Para las máquinas de polos salientes debido a la anisotropía, la reacción del inducido provoca distinto efecto según el eje de los polos o según el eje transversal, debido a la diferente reluctancia de estos circuitos magnéticos. Veamos ahora con mayor detalle el error que se comete utilizando la construcción de Potier para máquinas de polos salientes. Cuando estas máquinas se las estudia utilizando la construcción de Blondel, están caracterizadas por tres reactancias, la de dispersión Xd y las de reacción del inducido transversal XAT y longitudinal XAD. Se definen entonces dos reactancias sincrónicas, transversal (o en cuadratura) XST = Xd + XAT y longitudinal (o directa) XSL = Xd + XAD. La construcción de Blondel también como la de Potier resulta demasiado compleja para representar una máquina sincrónica. Por completa analogía con la construcción denominada de única reactancia, se puede introducir el método denominado de las dos reactancias que se obtiene a partir del método de Blondel despreciando la saturación, es decir utilizando como nexo entre la f.m.m. y la f.e.m. referente al eje directo, la característica de entrehierro. Veamos un ejemplo donde para mayor simplicidad se considera despreciable la caída óhmica y se supone que la reactancia de dispersión es constante e independiente de la posición angular del rotor. Supongamos conocidos para una máquina dada de polos salientes los valores de las reactancias XAT transversal y XAD longitudinal, dada la tensión de fase UF, la corriente I y el ángulo ϕ de la corriente, el problema que se trata de resolver es determinar el ángulo de defasaje interno γ y el valor de la f.e.m. interna EH.

Su resolución es simple como se observa en la figura 2, donde la construcción del vector EG es evidente. A partir del extremo M de EG, se trazan MN = jIXAD y ML = jIXAT. Se une O con L y trazamos por M y N las perpendiculares, MP y NEH a OL, los dos segmentos MP y PEH resultan: 302

donde EH representa la f.e.m. interna buscada, γ el ángulo de defasaje interno y las dos componentes longitudinal Il y transversal It de la corriente. Como dicho anteriormente si para una máquina de polos salientes se utiliza la construcción denominada de única reactancia (válida para polos lisos), en este caso la reactancia XAT coincide con XAD es decir el punto L y N coinciden y el vector EH se superpone con el vector ON. Como se observa estos vectores difieren en amplitud muy poco, pero el ángulo de defasaje interno es notablemente menor del que se obtiene si se considera la máquina como si fuese isótropa, es decir utilizando la construcción de reactancia única. El programa para el caso de polos salientes en el paso undécimo determina las reactancias XAT y XAD denominadas reactancias de entrehierro, y construye el diagrama de las dos reactancias poniendo en evidencia el error que se comete si se compara con el diagrama de única reactancia. Puesto que tanto en vacío (solamente f.m.m. de excitación) como en cortocircuito permanente (f.m.m. de reacción totalmente desmagnetizante es decir longitudinal) participa solamente el circuito magnético directo, la reactancia sincrónica de interés es la XLS directa o longitudinal. A título orientativo la relación XSL/XST está comprendida entre 2 y 3 para máquinas de proporciones normales. Es interesante observar que también las máquinas isótropas (polos lisos) debido a la ausencia de ranuras en la zona correspondiente al eje polar son levemente anisótropas (polos salientes), la relación XSL/XST resulta en este caso 1.05 a 1.1. PROBLEMA: 3.13 CENTRAL HIDROELECTRICA LOS REYUNOS Breve descripción del alternador Se trata de una central de bombeo ubicada en Mendoza en la cuenca del Río Diamante con dos turbomáquinas reversibles, tanto generatrices como motrices, que ejecutan ambas funciones mediante un rotor específico, y que accionan dos alternadores de 128 MVA cada uno, tensión 13.8 kV, frecuencia 50 Hz, factor de potencia 0.9 inductivo, velocidad de rotación 166.66 vpm (36 polos). En la figura 1 se observa una vista parcial superior de uno de los alternadores previo al desmontaje del inductor.

303

En la figura 2 se muestra parcialmente retirado el inductor observándose distintos aspectos constructivos: o o

Las jaulas de amortiguamiento de los polos con su correspondiente anillo de cortocircuito y la alimentación de este circuito. El conexionado de las series aditivas del circuito del inducido y los anillos de conexiones de los circuitos en paralelo.

En la figura 3 se puede apreciar el dispositivo hidráulico de frenado del rotor que por medio de unas zapatas (que se observan) que actúan en la parte frontal inferior de la rueda polar, permiten detener la máquina cuando se la saca de servicio en aproximadamente 5 minutos. La máquina tiene dos cojinetes, uno de soporte tipo Mitchell y otro de guía. La función del cojinete de soporte es resistir la carga vertical de las partes rotantes, y el empuje

304

axial de la turbina hidráulica; la función del cojinete de guía es garantizar una rotación concéntrica sin oscilaciones para todas las velocidades del grupo.

El cojinete tipo Mitchell tiene la particularidad que cuando se reduce la velocidad nominal de rotación (durante el frenado de la máquina) se rompe la cuña hidrodinámica que lo lubrica, razón por la cual se debe detener la máquina lo más rápidamente posible. En la figura 4 se puede ver la suciedad depositada sobre el paquete estatórico producto del polvillo desprendido por el ferodo de las zapatas de freno que juntamente con aceite forma un depósito superficial y además ensucia los canales radiales de ventilación.

En la figura 6 se muestra más en detalle la suciedad depositada sobre el estator.

305

Comentario de una falla del alternador Esta máquina fue parada a las 8000 horas de servicio (menos de un año) para realizar la limpieza. Además durante el proceso de frenado se escuchaba un ruido que se iba amortiguando a medida que la máquina se detenía. Se procedió a realizar una inspección ocular para determinar si había alguna parte suelta en el entrehierro de la máquina que produjese ese ruido, sin encontrar absolutamente nada. Finalmente se pudo comprobar figura 5 que las cuñas de cierre del estator estaban flojas (se nota como se desplaza una con el dedo), lo cual permitió llegar a la conclusión que el devanado estatórico se había aflojado y que a la velocidad nominal de funcionamiento su vibración no era perceptible en forma auditiva, y sí a baja velocidad ya que varía su frecuencia de vibración y se hace audible.

306

En la figura 6 se observa un polvillo rojizo depositado en el costado de una de las cuñas de cierre que es producto de la erosión del material con que están constituidas estas cuñas como consecuencia de su desgaste debido a las vibraciones soportadas.

Esta máquina había experimentado antes de su detención un cortocircuito en bornes debido a una falla en el interruptor de máquina (cortocircuito bifásico). Además había soportado también un cortocircuito como consecuencia de una falla dieléctrica del transformador de máquina. El aflojamiento fue atribuido a las solicitaciones electrodinámicas a las que había sido sometida.

307

CAPITULO 5 EL MOTOR ASINCRONICO 5.1 GENERALIDADES 5.1.1 Definición 5.2 CARACTERISTICAS NOMINALES. 5.2.1 Potencia nominal 5.2.2 Tensión y frecuencia nominales 5.2.3 Par de arranque 5.2.4 Corriente de arranque 5.2.5 Par mínimo de aceleración 5.2.6 Par máximo 5.3 TIPOS DE SERVICIO. 5.3.1 Servicio continuo (S1). 5.3.2 Servicio de corta duración (S2). 5.3.3 Servicio intermitente periódico (S3). 5.3.4 Servicio intermitente periódico con arranques (S4). 5.3.5 Servicio intermitente periódico con frenado eléctrico (S5). 5.3.6 Servicio ininterrumpido periódico con carga intermitente (S6). 5.3.7 Servicio ininterrumpido periódico con frenado eléctrico (S7). 5.3.8 Servicio ininterrumpido periódico con cambios de carga y velocidad (S8). 5.3.9 Servicio con variaciones no periódicas de carga y velocidad (S9). * Servicio continuo máximo. * Servicio de breve duración. * Servicio continuo equivalente.

308

* Servicio periódico. * Servicio de tipo no periódico. [a] 5.4 EXCESO MOMENTANEO DE PAR DE MOTORES. 5.5 PAR MINIMO DE ACELERACION. 5.6 TOLERANCIAS. 5.7 DETERMINACION DE LA SOBREELEVACION DE TEMPERATURA. 5.8 CARACTERISTICAS Y REQUERIMIENTOS DE ARRANQUE 5.9 INSTALACION Y MANTENIMIENTO 5.10 CARACTERISTICAS DE PROYECTO. 5.11 TIPOS DE CONSTRUCCION Y MONTAJE. 5.12 FORMAS CONSTRUCTIVAS. 5.12.1 Motores trifásicos cerrados tamaños 63 a 132 5.12.2 Motores trifásicos cerrados de rotor bobinado para servicio pesado 5.12.3 Motores trifásicos andideflagrantes [b] 5.13 CRITERIOS DE DIMENSIONAMIENTO 5.14 DATOS BASICOS Y ESTIMACIONES (PASO 1) 5.15 INCIDENCIA DE LA FRECUENCIA EN LA ADOPCION DEL FLUJO. 5.16 NUMERO DE RANURAS ESTATORICAS. 5.17 DETERMINACION DEL ENTREHIERRO (PASO 2). [c] 5.18 DETERMINACION DEL ARROLLAMIENTO ESTATORICO 5.19 DETERMINACION DE LA RANURA ESTATORICA (PASO 3) 5.20 DETERMINACION DE LAS INDUCCIONES EN EL ESTATOR (PASO 4) 5.21 DEFINICION TIPO DE ROTOR Y NUMERO DE RANURAS (PASO 5) 5.22 LOS CAMPOS ARMONICOS

309

5.23 PARES PARASITOS ASINCRONICOS 5.24 PARES PARASITOS SINCRONICOS 5.25 DIMENSIONAMIENTO DEL ROTOR Y RANURA (PASO 6) [d] 5.26 DIMENSIONAMIENTO DEL EJE 5.27 CALCULO DEL ROTOR 5.27.1 Rotor bobinado 5.27.2 Rotor de jaula 5.27.3 Rotor de doble jaula 5.28 FACTORES DE CARTER 5.29 REACTANCIA DE DISPERSION 5.30 PARAMETROS DEL ESTATOR (PASO 7) [e] 5.31 PARAMETROS DEL ROTOR (PASO 8) 5.31.1 Rotor bobinado 5.31.2 Rotor jaula 5.31.3 Rotor de doble jaula 5.32 DETERMINACION DE CORRIENTE DE VACIO Y PERDIDAS (PASO 9) 5.32.1 Determinación de las pérdidas de ventilación 5.32.2 Corriente de magnetización 5.33 DETERMINACION DE LOS DIAGRAMAS DEL MOTOR 5.34 DETERMINACION DEL PAR Y VELOCIDAD NOMINALES 5.35 BIBLIOGRAFIA DE MOTOR ASINCRONICO [f] 5.1 GENERALIDADES 5.1.1 Definición

El motor asincrónico es una máquina de corriente alterna, sin colector, de la que solamente una parte, el rotor o el estator, está conectada a la red y la otra parte trabaja

310

por inducción siendo la frecuencia de las fuerzas electromotrices inducidas proporcional al resbalamiento. La elección de un motor de cualquier tipo para una determinada instalación requiere el conocimiento de dos conjuntos de características, las del motor y las de la instalación, algunas necesarias porque están impuestas, y no pueden ser elegidas arbitrariamente, otras en cambio pueden ser seleccionadas entre un conjunto de posibles. Para adoptar efectivamente el motor se deben tener en cuenta las exigencias de la instalación donde se lo va a utilizar, considerando que como el motor tendrá ciertos límites, estos no deberán ser superados; por otra parte el motor con sus características propias, impondrá a la instalación ciertos requerimientos, que esta deberá satisfacer. Como orientación para la elección de un motor con relación a las características de la instalación y del motor, se deberán considerar los siguientes aspectos: 1) Condiciones del ambiente y características de ventilación y protección 2) Condiciones de acoplamiento y características de transmisión y de la forma constructiva 3) Condiciones de alimentación, de arranque, y conexión del arrollamiento 4) Condiciones de servicio y características electromecánicas diversas, siendo de fundamental importancia las siguientes: • polaridad (definida por la frecuencia y la velocidad) pudiendo clasificarse en motores de polaridad simple y motores de polaridad múltiple (velocidad única o varias velocidades). • tipo de rotor (definido por las condiciones requeridas durante el arranque) que puede ser en cortocircuito (motores de jaula simple, profunda o de doble jaula) o de rotor bobinado. 5) Condiciones de orden económico (costo), características de rendimiento (gastos de funcionamiento), seguridad (de la cual dependen los daños económicos como consecuencia de la salida de servicio de la instalación) y durabilidad (de la cual depende la frecuencia con que se repiten los gastos de mantenimiento). Estas condiciones se deben relacionar con otras correspondientes a la instalación y deben ser referidas no solamente al motor sino al conjunto constituido por el motor, los aparatos de maniobra, protección, control y la máquina accionada. Son aquí aplicables las condiciones normales de servicio que han sido examinadas en un capítulo dedicado a las máquinas rotantes, y a continuación se hacen algunos comentarios particulares que corresponden a los motores asincrónicos. Los motores pueden ser de jaula simple, profunda, doble, o de rotor bobinado, los primeros en general se prefieren por razones de simplicidad, solidez y costo.

311

Los motores de jaula simple se pueden clasificar en motores de jaula de baja resistencia y motores de jaula de alta resistencia. La Figura 5.1 muestra los diagramas característicos de par y de corriente en función de la velocidad con tensión nominal, para motores asincrónicos (Cn, In son el par y corriente correspondientes a la carga nominal). Los motores con jaula de baja resistencia tienen respecto a los motores con jaula de alta resistencia corrientes de arranque más elevadas y resbalamientos más bajos (en condiciones de marcha) y presentan una característica de par en función de la velocidad con el valor máximo cercano a la velocidad 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 y frenados limitado y con arranques de breve duración, mientras que los segundos (de alta resistencia) son adecuados para funcionar en servicio intermitente con un número de arranques y frenados elevado o con arranques de larga duración. En los motores de doble jaula se pueden obtener conjuntamente ambas ventajas, la jaula externa (de alta resistencia y baja reactancia) actúa preponderantemente durante el arranque, y la jaula interna (de baja resistencia y alta reactancia) 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. 312

La Figura 5.2 muestra los diagramas característicos de par y corriente en función de la velocidad con tensión nominal, para motores que presentan distintas relaciones de resistencia y reactancia, esta posibilidad permite adaptar de modo satisfactorio la curva par en función de la velocidad del motor a la correspondiente característica de par requerida por la máquina acoplada. Es importante destacar que debido a la gran variedad de motores asincrónicos en cuanto a sus características constructivas y funcionales (como arriba indicado) como así también a la gran diversidad de tipos de utilización y de servicio de estas máquinas, resulta particularmente difícil describir todas los variantes constructivas posibles.

313

No obstante se hace mención a las características constructivas y funcionales de algunos de los tipos de motores trifásicos de serie más comunes, de rotor bobinado y de jaula, para distintas aplicaciones industriales, sin pretender agotar todas las posibilidades que se pueden presentar en el mundo industrial donde se los utiliza, como así también los procesos de fabricación de estas máquinas que son dependientes de las particularidades de cada mercado.

314

Para uso naval por ejemplo normalmente sólo se utilizan motores trifásicos con rotor jaula. Como todos los demás equipos que constituyen las instalaciones de una nave, los motores son inspeccionados y aceptados por un ente cuya función es controlar de calidad de los componentes, particularmente por razones de la habilitación a navegar y que impone la compañía aseguradora. Las distintas reglas de clasificación, para uso naval, que dependen del ente particular, tienen en común para motores eléctricos la aceptación de una menor sobreelevación de temperatura que la fijada por las normas de uso general, seguramente debido a las mayores temperaturas previsibles a bordo y peores condiciones de disipación. En consecuencia, no es posible utilizar motores de uso general en las instalaciones a bordo de buques, sin tener en cuenta las condiciones de proyecto que fija el ente clasificador, y que los prototipos y las series hayan superado los ensayos correspondientes. Son aplicables también para los motores, los conceptos expuestos para alternadores en el sentido de evitar especificaciones particulares que apartándose de las normas conducen a los fabricantes a realizar proyectos especiales y en consecuencia menos confiables. 5.2 CARACTERISTICAS NOMINALES. 5.2.1 Potencia nominal

Es la potencia mecánica disponible en el eje y debe ser expresada en W (o kW). Las potencias indicadas por los fabricantes en los catálogos, normalmente salvo indicación contraria, están dadas para el tipo de servicio continuo. 5.2.2 Tensión y frecuencia nominales

Son respectivamente la tensión y frecuencia nominales en los bornes de línea de la máquina. Si la tensión de alimentación del motor se aparta del valor nominal, para una carga constante, el par de arranque y el par máximo del motor varían aproximadamente con el cuadrado de la tensión, afectando en consecuencia la velocidad, el rendimiento y el factor de potencia. Las variaciones de tensión afectan la sobreelevación de temperatura de los arrollamientos del motor, observándose que para una tensión menor a la nominal la sobreelevación de temperatura aumenta tanto para máquinas pequeñas como grandes (1,1 a 26 kW); si la tensión es mayor que la nominal la sobreelevación de temperatura decrece ligeramente para máquinas grandes (26 kW), pero en cambio aumenta notablemente para máquinas pequeñas (1,1 kW). Resulta esencial dimensionar los devanados de los motores de modo tal que las caídas de tensión que en ellos se producen durante el arranque y en servicio sean moderadas.

315

Las normas establecen para los motores de corriente alterna que deben poder suministrar su par nominal, para tensiones y frecuencias que se aparten de la tensión y de la frecuencia normales en los valores que se indican en la Figura 5.3. Los motores de corriente alterna deben ser adecuados para funcionar con una tensión de alimentación que tenga un cierto grado de deformación, es decir con un factor armónico telefónico (FAT) que cumpla las condiciones que fijan las normas y que se indican a continuación. En particular los motores de corriente alterna diseño tipo N (que se mencionan más adelante) deben ser adecuados para funcionar conectados a una red que tenga un FAT no superior a 0.03. Los demás motores de corriente alterna trifásicos (incluidos los motores sincrónicos) como así también los motores de corriente alterna monofásicos deben ser adecuados para funcionar conectados a una red que tenga un FAT no superior a 0.02 a menos que el constructor indique lo contrario. El factor armónico telefónico se calcula del siguiente modo:

donde: Un: valor en por unidad de las armónicas de tensión. n: orden de las armónicas (no divisibles por 3 en el caso de motores trifásicos). Normalmente se consideran las armónicas hasta la de orden 13. Se supone además que las tensiones de alimentación forman un sistema prácticamente simétrico.

316

Un sistema de tensiones polifásico se lo puede considerar prácticamente simétrico cuando la componente inversa de tensión no supera el 1% de la componente directa de tensión durante un largo período, o bien 1.5% durante un corto período que no exceda algunos minutos, y si la componente homopolar del sistema de tensiones no excede 1% de la componente directa. En la proximidad de cargas monofásicas grandes (por ejemplo hornos de inducción) y en zonas rurales donde se mezclan instalaciones residenciales e industriales, la tensión de alimentación puede experimentar deformaciones que superen las condiciones antes indicadas, en este caso es necesario entre fabricante y usuario llegar a un acuerdo para fijar solicitaciones admisibles y posibles. 5.2.3 Par de arranque

Es el par mínimo medido que desarrolla el motor alimentado con la tensión y la frecuencia nominal cuando su rotor se mantiene bloqueado (en distintas posiciones para tener en cuenta la influencia de la posición relativa de las ranuras del estator y del rotor). 5.2.4 Corriente de arranque

Es el valor eficaz de la corriente absorbida por el motor, medida en régimen estacionario, cuando se lo alimenta con la tensión y la frecuencia nominales estando su rotor bloqueado. 5.2.5 Par mínimo de aceleración

Es el menor par que desarrolla el motor cuando está alimentado con la tensión y la frecuencia nominales, desde el arranque hasta alcanzar el par máximo. 5.2.6 Par máximo

Es el mayor par que desarrolla el motor estando a su temperatura de funcionamiento, con la tensión y la frecuencia nominales, sin que se experimente una brusca caída de velocidad. Esta definición de par máximo se aplica también a la característica usual de par medio que excluye los efectos transitorios. Las definiciones de par mínimo y máximo no son aplicables a aquellos motores asincrónicos donde el par disminuye continuamente a medida que aumenta la velocidad. 5.3 TIPOS DE SERVICIO. Los tipos de servicio se definen en función de como varía la potencia mecánica exigida por la carga al motor en función del tiempo. Es por lo tanto esencial, tanto cuando se elige un motor como cuando se lo ensaya, decidir que tipo de servicio representa mejor el variar de la carga, y por lo tanto las exigencias térmicas a las cuales estará sometido en la práctica.

317

Se indican a continuación los distintos tipos de servicio, y las figuras 5.4 definen las variaciones de distintas magnitudes en juego en función del tiempo. Los tipos de servicio están definidos por las normas especialmente para su aplicación a motores, (algunos también se utilizan para definir las características de servicio de generadores).

Los tipos de servicio son los siguientes: 5.3.1 Servicio continuo (S1).

Se trata de un funcionamiento con carga constante durante un tiempo suficiente para alcanzar el equilibrio térmico. Ver figura 5.4/a.

318

5.3.2 Servicio de corta duración (S2).

Se trata de un funcionamiento con carga constante durante un lapso determinado, menor del requerido para lograr el equilibrio térmico, seguido de un período de reposo suficientemente largo como para que se enfríe casi a la temperatura del medio refrigerante (la diferencia de temperatura entre la máquina y el fluido de refrigeración debe ser menor o igual a 2 °C). Ver figura 5.4/b.

5.3.3 Servicio intermitente periódico (S3).

Un servicio compuesto de una sucesión de ciclos idénticos que comprenden cada uno un período de funcionamiento con carga constante y un período de reposo. La característica del ciclo de

este tipo de servicio es tal que la corriente de arranque no afecta de modo significativo la sobreelevación de temperatura de la máquina. Ver figura 5.4/c.

319

5.3.4 Servicio intermitente periódico con arranques (S4).

El servicio consta de una sucesión de ciclos idénticos que comprenden cada uno un período apreciable de arranque, un período de funcionamiento con carga constante y un período de reposo. Ver figura 5.4/d.

320

5.3.5 Servicio intermitente periódico con frenado eléctrico (S5).

Se trata de una sucesión de ciclos idénticos que comprenden cada uno un período de arranque, un período de funcionamiento con carga constante, un período de frenado eléctrico rápido y un período de reposo. Ver figura 5.4/e. Si se trata de frenado en contracorriente, que consiste en alimentar el motor que se encuentra girando a plena velocidad de modo tal de obligarlo a girar en sentido contrario, se tiene un alto par de frenado. La corriente durante el frenado es del mismo orden que la corriente de arranque, y esto produce una importante sobreelevación de temperatura, limitando la frecuencia de frenados en contracorriente, para detectar la temperatura de los arrollamientos se utilizan sensores térmicos (se puede entonces actuar para que no se alcancen sobreelevaciones de temperatura peligrosas). 321

5.3.6 Servicio ininterrumpido periódico con carga intermitente (S6).

Un servicio compuesto de una sucesión de ciclos idénticos que comprenden cada uno un período de funcionamiento con carga constante y un período de funcionamiento en vacío. No hay ningún período de reposo. Ver figura 5.4/f.

322

5.3.7 Servicio ininterrumpido periódico con frenado eléctrico (S7).

Se trata de una sucesión de ciclos idénticos que comprenden cada uno un período de arranque, un período de funcionamiento con carga constante y un período de frenado eléctrico. No hay ningún período de reposo. Ver figura 5.4/g.

323

5.3.8 Servicio ininterrumpido periódico con cambios de carga y velocidad (S8).

Cada uno de los ciclos sucesivos de igual tipo comprende un período de funcionamiento con carga constante y a una velocidad de rotación dada, seguido de uno o varios períodos de funcionamiento con otras cargas constantes y velocidades de rotación diferentes (por ejemplo por cambio del número de polos). No hay ningún período de reposo. Cabe destacar que en los tipos de servicio S3 a S8 inclusive, la duración de un ciclo es generalmente demasiado breve como para que se alcance el equilibrio térmico de la máquina. Ver figura 5.4/h.

324

5.3.9 Servicio con variaciones no periódicas de carga y velocidad (S9).

Se trata de un servicio en el cual generalmente la carga y la velocidad experimentan variaciones no periódicas dentro del rango de funcionamiento admisible. Este servicio incluye frecuentes sobrecargas aplicadas que pueden superar notablemente las cargas plenas. Ver figura 5.4/i. El constructor para asignar los tipos de servicio deberá elegir una de las clases definidas a continuación, donde se estipula en cada caso las condiciones particulares de funcionamiento: • Servicio continuo máximo.

La carga y las condiciones en las cuales la máquina puede funcionar durante un tiempo ilimitado cumpliendo las prescripciones de las normas. • Servicio de breve duración.

325

La carga, la duración y las condiciones en las cuales la máquina puede funcionar durante un tiempo limitado, arrancando a la temperatura ambiente y cumpliendo las prescripciones de las normas.

• Servicio continuo equivalente.

A los efectos de la realización de los ensayos, se debe indicar la carga y las condiciones en las cuales la máquina puede funcionar hasta alcanzar el equilibrio térmico, el cual se considera equivalente a uno de los tipos de servicios periódicos definidos anteriormente (S3 a S8) o a un servicio no periódico (S9). • Servicio periódico.

Las cargas y las condiciones en las cuales la máquina puede funcionar siguiendo los ciclos prescriptos por las normas. Esta clase de servicio, si se aplica, debe corresponder con uno de los servicios de tipo periódico definidos anteriormente (S3 a S8).

326

Se define el factor de marcha como la relación entre la suma de los tiempos de arranque, carga, frenado eléctrico (según corresponda) y el tiempo de duración del ciclo completo. La duración del ciclo debe ser de 10 min y el factor de marcha deberá ser uno de los siguientes valores: 15%, 25%, 40%, 60%. • Servicio de tipo no periódico.

Las variaciones de carga conjuntamente con las variaciones de velocidad y sus condiciones, comprendiendo las sobrecargas, a las cuales la máquina puede ser sometida de modo no periódico, conforme con las prescripciones de las normas. Esta clase de servicio se aplica cuando corresponde a un servicio no periódico de carga y velocidad (S9). 5.4 EXCESO MOMENTANEO DE PAR DE MOTORES. Es aplicable a los motores de inducción polifásicos excluyendo aquellos para aplicaciones particulares que exigen un par elevado (como por ejemplo aparatos elevadores) y que son objeto de acuerdo entre constructor y comprador. Para cualquier servicio y ejecución, los motores deben ser capaces de soportar durante 15 s, sin detenerse ni experimentar cambios bruscos de velocidad (bajo un aumento gradual del par) un exceso de par del 60% de su valor nominal, es decir deben tener una adecuada capacidad de sobrecarga. Para motores con rotor jaula diseñados para que la corriente de arranque sea inferior a 4,5 veces la corriente nominal, el exceso de par debe ser al menos el 50% del valor nominal. Los motores cuyo servicio presenta variaciones no periódicas de carga y velocidad (servicio tipo S9) deberán ser capaces de soportar momentáneamente un exceso de par determinado de acuerdo con el servicio especificado. En el caso de motores de inducción especiales con propiedades especiales de arranque, por ejemplo motores destinados a utilizar frecuencia variable, el valor de exceso de par deberá ser objeto de acuerdo entre constructor y comprador. 5.5 PAR MINIMO DE ACELERACION. El par mínimo de aceleración a tensión plena de motores de jaula deberá ser por lo menos igual a los siguientes valores: Motores trifásicos de una sola velocidad a) De potencia inferior a 100 kW: 0.5 el par nominal y 0.5 el par de arranque. b) De potencia igual o superior a 100 kW 0.3 el par nominal y 0.5 el par de arranque. Motores monofásicos y motores trifásicos de varias velocidades 0.3 el par nominal.

327

5.6 TOLERANCIAS. En la Tabla 5.1 se indican las tolerancias fijadas por las normas que corresponden para cada una de las magnitudes de las características nominales que son objeto de garantías por parte del fabricante y que se comprueban durante la recepción de la máquina. TABLA 5.1 - Tolerancias de distintas magnitudes MAGNITUD

TOLERANCIA

Factor de potencia para máquinas de

- 1/6 de (1-cosϕ ) con un mínimo de 0.02 y un máximo de 0.07

inducción Resbalamiento de motores de inducción (a plena carga y a la temperatura de funcionamiento:

± 20% del resbalamiento garantizado

máquinas de potencia ≥ a 1 kW (kVA)

± 30% del resbalamiento garantizado

máquinas de potencia < a 1 kW (kVA) Par de arranque de motores a inducción

- 15% + 25% del valor de par garantizado (+ 25% puede ser superado mediante acuerdo)

Par mínimo de aceleración de motores

- 15% del valor de par garantizado

a inducción

Par máximo de motores a inducción

- 10% del valor de par garantizado excepto que después de aplicada esta tolerancia el par resulte ≥ a 1.6 ó 1.5 veces el par nominal (según corresponda) como exceso de par momentáneo

5.7 DETERMINACION DE LA SOBREELEVACION DE TEMPERATURA. El ensayo de calentamiento para las máquinas de servicio continuo (S1), deberá realizarse durante un tiempo suficiente como para alcanzar el equilibrio térmico. Son aplicables los métodos de medición ya descriptos en el capítulo de máquinas rotantes. Si se utiliza el método de medición de temperatura por variación de resistencia las normas indican, en función de la potencia de la máquina, el lapso dentro del cual se debe realizar la medición sin necesidad de extrapolar el valor medido al instante de interrupción de la alimentación del motor. La duración del ensayo para las máquinas cuyo servicio es de breve duración (S2), debe corresponder con su característica nominal. 328

Al comenzar el ensayo, la temperatura de la máquina no debe diferir en más de 5 °C de la temperatura del fluido de refrigeración. Las normas indican para esta clase de servicio cuales son los límites que no deben ser excedidos. Se deberán aplicar los ciclos de carga especificados para máquinas cuyo servicio es de tipo periódico (S3 a S8) hasta obtener ciclos de temperatura prácticamente idénticos. La sobreelevación de temperatura en medio del período que cause la más alta sobreelevación de temperatura del último ciclo de funcionamiento, no deberá superar los límites indicados en las normas. 5.8 CARACTERISTICAS Y REQUERIMIENTOS DE ARRANQUE La publicación IEC 60034-12 establece la característica de arranque de motores trifásicos normales con rotor jaula, denominados diseño N (par normal), de simple polaridad (con una única velocidad), con tensión nominal menor o igual a 660 V y con una potencia nominal desde 0.4 a 630 kW. Esta publicación también establece los correspondientes datos para motores de par elevado, diseño H, con potencia nominal hasta 160 kW, se consideran además los diseños NY y HY que cumpliendo las mismas condiciones que los anteriores, son aptos para arranque en estrella-triángulo. Se considera que el par antagónico durante la aceleración no excede un par que es proporcional al cuadrado de la velocidad y que para la velocidad nominal es igual al par nominal del motor. La Figura 5.5 muestra la característica de arranque de un motor (diseño tipo N) donde el par desarrollado en el instante inicial del arranque se indica con Tl, el par mínimo de aceleración con Tu y el par máximo con Tb, cada uno expresado en por unidad del valor del par nominal TN, y deben estar de acuerdo con los valores fijados en la norma.

329

Se observa en esta figura como varía el par durante el proceso de arranque, comienza con el valor correspondiente a rotor bloqueado (Tl), pasa por el valor mínimo que se puede presentar durante el arranque (Tu) y finalmente alcanza el máximo (Tb), después de lo cual se establece la condición de equilibrio entre el par desarrollado y el resistente que corresponde a su velocidad nominal. En algunos casos particulares pueden coincidir los valores de Tl y Tb. Para representar de algún modo el par resistente de la máquina accionada se puede construir una característica parabólica (de la velocidad), que pasa por el origen (par y velocidad nulos) y por el punto de funcionamiento nominal de la máquina. El par durante todo el proceso de arranque debe ser al menos 1.3 veces el par nominal según se indica en la figura 5.5. El factor 1.3 ha sido elegido teniéndose en cuenta también la caída de tensión (de hasta un 10%) que se produce en bornes del motor durante el período de aceleración. La norma establece valores mínimos de par de arranque, y del par mínimo y máximo durante la aceleración, todos estos datos para distintos rangos de potencia se refieren al par nominal y para motores de 2, 4, 6 y 8 polos, la siguiente tabla muestra a modo de ejemplo valores típicos. TABLA 5.2 - Pares característicos de motores tipo "N" Rango de NUMERO DE POLOS potencia (Kw) 2 4 T1

Tu

Tb

T1

6 Tu

Tb

T1

8 Tu

Tb

T1

Tu

Tb

330

mayor 0.4 ≤ 0.63 1.9

1.3

2.0

2.0

1.4

2.0

1.7

1.2

1.7

1.5

1.1

1.6

mayor 10 ≤ 16

1.4

1.0

2.0

1.5

1.1

2.0

1.4

1.0

1.8

1.2

0.9

1.7

mayor 400≤ 630

0.65

0.5

1.6

0.65

0.5

1.6

0.65

0.5

1.6

0.65

0.55

1.6

Se ha mencionado la norma IEC 60034-12 "Características de arranque de motores trifásicos de jaula de una velocidad" utilizada en Europa y países de influencia, otra norma es la NEMA MG-1 "Motores y Generadores" utilizada en los Estados Unidos, que como la anterior define una serie de diseños normalizados con diferentes características de par en función de la velocidad, para una amplia variedad de aplicaciones en la industria, para más detalles sobre este tema haga click aquí. Aspectos importantes para la elección de motores de jaula. 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 en la industria. 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 los clasifica en diseños o categorías cada una adecuada a un tipo de carga. Según la terminología motores que tienen características de funcionamiento bien de la NEMA MG-1, la definidas. figura 1 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. Veamos más en detalle lo indicado por esta norma en el punto 12.38 para el par de arranque de motores polifásicos medianos de jaula de servicio continuo, estableciendo letras que corresponden a distintos diseños de

331

Diseño clase A: Son motores diseñados para arrancar con plena tensión desarrollando un par de arranque como se indica en la figura 2 para distintas potencias y velocidades y para frecuencias de 50 y 60 Hz, y un par máximo como se indica en la Tabla 1, con corrientes de arranque superiores a las establecidas en esta norma para motores B, C y D, y resbalamiento menor del 5%.

En la figura se observa que para 4 polos el par de arranque se incrementa notablemente para 1 Hp, a partir de 10 Hp el par se reduce con la potencia para todas las polaridades. Este diseño tiene un rotor de jaula simple de baja resistencia con buen rendimiento en condiciones normales. En general el par máximo supera 2,5 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 de pico que pueden tolerar los sistemas de distribución que los alimenta, en consecuencia se puede emplear el arranque directo.

332

Diseño clase B: Son motores diseñados para arrancar con plena tensión desarrollando un par de arranque como se indica en la figura 2 para distintas potencias y velocidades y para frecuencias de 50 y 60 Hz, y un par máximo como se indica en la Tabla 1.

Adecuado para aplicaciones generales, como se observa en la figura 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 resbalamiento a plena carga son buenos, similares a los de clase A. Al tener alta reactancia disminuye un poco el factor de potencia y baja el par máximo. Tabla 1 DISEÑO A y B, 50 y 60 Hertz - PAR MAXIMO (%) 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

333

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

-

-

Diseño clase C: Son motores diseñados para arrancar con plena tensión, desarrollando un par de arranque como se indica en la figura 3 y un par máximo como muestra la Tabla 2, para aplicaciones que requieren un alto par y baja corriente de arranque. Se trata de rotores doble jaula con mayor resistencia que los de clase B.

334

Tabla 2 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

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 resbalamiento mayor del 5%. Se trata de rotores de jaula con alta resistencia, por ejemplo para las barras se utiliza latón. Tienen menor rendimiento en condiciones normales de funcionamiento. Se los utiliza para impulsar cargas intermitentes que requieren una gran aceleración (por ejemplo troqueladoras, cizallas). Diseño clase E: Son motores diseñados para arrancar con plena tensión, desarrollando un par de arranque como se indica en la figura 4 para distintas potencias y velocidades y para frecuencias de 50 y 60 Hz, y un par máximo como se indica en la Tabla 3. Adecuado para aplicaciones generales, con resbalamiento menor del 5%, también la norma fija valores mínimos del rendimiento para funcionamiento a plena carga. Tabla 3 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

335

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

-

-

336

Veamos más en detalle la norma IEC 60034-12 aplicable a motores con tensión de alimentación hasta 1000 V, 50 o 60 Hz, arranque directo o estrella-triángulo, para servicio permanente, construidos para cualquier grado de protección, y distintos diseños. Según la designación de esta norma, la figura 5 muestra curvas típicas de par en función de la velocidad para los diseños N y H.

Diseño N: Son motores de par de arranque normal, corriente en el arranque normal y de bajo resbalamiento. Constituyen la mayoría de los motores encontrados en el mercado y son aptos para ser utilizados para el accionamiento de cargas normales como por ejemplo bombas, máquinas operatrices, ventiladores. En el punto 9 - Tabla 1 se indican para esta categoría los valores mínimos de par de arranque (Tl), acelerador (Tu) y máximo (Tb) en p.u. en función de la potencia para distintas velocidades. En la figura 6 se muestra solamente el par de arranque en fución de la velocidad y potencia correspondientes a la Tabla 1.

337

Tabla 1 Potencia

Número de polos 2

kW

Tl

4

6

8

Tu

Tb

Tl

Tu

Tb

Tl

Tu

Tb

Tl

Tu

Tb

Pn≤ 1.9

1.3

2.0

2.0

1.4

2.0

1.7

1.2

1.7

1.5

1.1

1.6

0.63