ACCIONAMIENTOS ELÉCTRICOS 1. MOTOR ASINCRÓNICO TRIFÁSICO

CUADERNO TÉCNICO 1 / REVISIÓN B

ACCIONAMIENTOS ELECTRICOS MOTOR ASINCRÓNICO TRIFÁSICO

Ing. Alberto Egea 16/09/2010

MOTORES ASINCRÓNICOS TRIFÁSICOS

INDICE 1.- MOTOR ASINCRÓNICO TRIFÁSICO (MAT) 1.1.- INTRODUCCIÓN 1.2.- CONSIDERACIONES CONSTRUCTIVAS

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1.2.1.- NORMALIZACIÓN 1.2.2.- CALENTAMIENTO Y VENTILACIÓN 1.2.3.- PROTECCIÓN ANTIEXPLOSIVA 1.2.4.- PAR MOTOR, PAR RESISTENTE, ELECCIÓN DEL MAT 1.2.5.- TIPOS DE SERVICIO (VDE 0530) 1.2.6.- CURVAS TÉRMICAS 1.2.7.- PROTECCIÓN DEL MOTOR

1.3.- EL MAT EN SERVICIO 1.4.- LA MÁQUINA ACCIONADA 1.5.- MÉTODOS DE ARRANQUE 1.5.1.- ARRANQUE DIRECTO 1.5.2.- ARRANQUES A TENSIÓN REDUCIDA 1.5.3.- ARRANQUE DEL MOTOR CON ROTOR BOBINADO 1.5.4.- ARRANQUE MEDIANTE ARRANCADOR ESTÁTICO

1.6.- ESQUEMAS DE ARRANQUE DEL MAT (SCHNEIDER ELECTRIC) 1.7.- FRENADO E INVERSIÓN DE MARCHA 1.8.- VARIACIÓN DE VELOCIDAD 1.8.1.- VARIADORES DE VELOCIDAD ELECTROMECÁNICOS

1.9.- VARIADORES DE VELOCIDAD ESTÁTICOS (SCHNEIDER ELECTRIC) 1.9.1.- FUNCIONES 1.9.2.- MODOS DE FUNCIONAMIENTO 1.9.3.- TIPOS DE VARIADORES 1.9.4.- ESTRUCTURA 1.9.5.- CONVERTIDOR DE FRECUENCIA 1.9.6.- REGULADOR DE TENSIÓN 1.9.7.- OPCIONES DE DIALOGO

1.10.- MARCO TEÓRICO

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1.10.1.- CIRCUITO EQUIVALENTE DEL MAT 1.10.2.- ENSAYOS 1.10.3.- BALANCE DE POTENCIAS 1.10.4.- PAR MOTOR 1.10.5.- REGIMENES DE FUNCIONAMIENTO 1.10.6.- DIAGRAMA CIRCULAR 1.10.7.- VARIACIÓN DE VELOCIDAD

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1. MOTOR ASINCRÓNICO TRIFÁSICO (MAT) 1.1.

INTRODUCCIÓN

Los MAT son los más utilizados para los accionamientos de máquinas. El uso de estos motores se impone en gran número de aplicaciones debido a sus ventajas: normalizados, robustos, sencillos de mantener, fáciles de instalar y de bajo costo.

PRINCIPIO DE FUNCIONAMIENTO El principio de funcionamiento del motor asíncrono se basa en la creación de una corriente inducida en un conductor cuando éste corta las líneas de fuerza de un campo magnético, de ahí el nombre de «motor de inducción». La acción combinada de la corriente en el inducido y el campo magnético crea una fuerza motriz en el rotor del motor. Supongamos una espira ABCD en cortocircuito, situada en un campo magnético B, y que puede girar alrededor de un eje xy (figura 1). Si, por ejemplo, hacemos girar el campo magnético en el sentido de las agujas del reloj, la espira queda sometida a un flujo variable y se crea en ella una fuerza electromotriz inducida que origina una corriente inducida i (ley de Faraday). Por la ley de Lenz, el sentido de la corriente es tal que se opone, mediante su acción electromagnética, a la causa que la ha creado. Cada uno de los dos conductores queda por tanto sometido a una fuerza F de Laplace (de Lorentz, para los Anglosajones), de sentido opuesto a su desplazamiento relativo respecto al campo inductor. La regla de los tres dedos de la mano derecha (acción del campo sobre la corriente, (figura 2) permite definir fácilmente el sentido de la fuerza F aplicada a cada conductor. El pulgar se coloca en el sentido del campo del inductor. El índice indica el sentido de la fuerza. El dedo corazón o de en medio se coloca en el sentido de la corriente inducida. Por tanto, la espira queda sometida a un par que provoca su rotación en el mismo sentido que el campo inductor, llamado campo giratorio. Por tanto también, la espira gira y el par electromotor se equilibra con el par resistente.

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CREACIÓN DEL CAMPO GIRATORIO Tres arrollamientos, geométricamente desfasados 120º, se alimentan cada uno con una de las fases de la red trifásica de corriente alterna (figura 3). Los arrollamientos están recorridos por corrientes alternas que tienen también el mismo desfasaje eléctrico y que producen cada una un campo magnético alterno sinusoidal. Este campo, siempre dirigido según el mismo eje, es máximo cuando la corriente en el arrollamiento es máxima. El campo generado por cada arrollamiento es la resultante de dos campos que giran en sentido inverso y que tienen cada uno un valor constante que es la mitad del valor del campo máximo. En un instante dado, t1, de cualquier período (figura 4), los campos producidos por cada arrollamiento pueden representarse como sigue:  el campo H1 disminuye. Los 2 campos que lo componen tienen tendencia a alejarse del eje OH1  el campo H2 aumenta. Los 2 campos que lo componen tienen tendencia a acercarse al eje OH2  el campo H3 aumenta. Los 2 campos que lo componen tienen tendencia a acercarse al eje OH3. El flujo correspondiente a la fase 3 es negativo. Por tanto, el campo tiene sentido opuesto a la bobina. Superponiendo los tres diagramas, se comprueba que:  los tres campos que giran en sentido opuesto a las agujas del reloj, están desfasados 120º y se anulan,  los tres campos que giran en el sentido de las agujas del reloj se superponen. Estos campos se suman para formar el campo giratorio de amplitud constante 3Hmáx/2. Es un campo con un par de polos. Este campo realiza una vuelta completa durante un período completo de la corriente de alimentación. Su velocidad es función de la frecuencia de la red (f), y del número de pares de polos (p). Se llama «velocidad de sincronismo».

DESLIZAMIENTO No puede existir par motor si no existe corriente inducida circulando por la espira. Este par depende de la corriente que circula por la espira, y no puede existir si no existe variación de flujo en la espira. Por tanto, es necesario tener una diferencia de velocidad entre la espira y el campo giratorio. Por este motivo, el motor [email protected]

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eléctrico que funciona según el principio que estamos describiendo se denomina «motor asíncrono». La diferencia entre la velocidad de sincronismo (ns) y la de la espira (n) se denomina «deslizamiento» (s) y se expresa en % de la velocidad de sincronismo.

Durante el funcionamiento, la frecuencia de la corriente rotórica se obtiene multiplicando la frecuencia de alimentación por el deslizamiento. Por tanto, durante el arranque, la frecuencia de corriente rotórica es pues máxima. El deslizamiento en régimen permanente es variable y depende de la carga del motor y del valor de la tensión de alimentación que se le aplica: es tanto menor cuanto menor es la carga, y aumenta si el motor está subalimentado.

VELOCIDAD DE SINCRONISMO La velocidad de sincronismo de los motores asíncronos trifásicos es proporcional a la frecuencia de la corriente de alimentación e inversamente proporcional al número de pares de polos que forman el estator.

Donde: : Velocidad de sincronismo en rpm.

: Frecuencia en Hz.

: Número de pares de polos.

En la tabla se indican las velocidades del campo giratorio o velocidades de sincronismo, en función del número de pares de polos, para cada una de las frecuencias industriales de 50 Hz, 60 Hz y 100 Hz y también ejemplos de velocidades asincrónicas. En la práctica no siempre es posible aumentar la velocidad de un motor asíncrono alimentándolo a una frecuencia superior a la prevista, aún adaptando la tensión. En efecto, se necesita comprobar si su diseño mecánico y eléctrico lo permiten. Hay que indicar que debido al deslizamiento, las velocidades de rotación en carga de los motores asíncronos son ligeramente inferiores a las velocidades de sincronismo indicadas en la tabla.

VELOCIDAD DE ROTACION 50 HZ 60 HZ 100 HZ N° DE POLOS SINCR. s (Desliz.) ASINCR. SINCR. s (Desliz.) ASINCR. SINCR. s (Desliz.) ASINCR. RPM % RPM RPM % RPM RPM % RPM 2

3000

1,333

2960

3600

1,389

3550

6000

1,667

5900

4

1500

1,667

1475

1800

1,111

1780

3000

1,467

2956

6

1000

1,300

987

1200

1,750

1179

2000

1,200

1976

8

750

1,867

736

900

1,222

889

1500

1,333

1480

10

600

1,500

591

720

1,250

711

1200

1,167

1186

12

500

1,600

492

600

1,667

590

1000

1,100

989

16

375

1,867

368

450

1,778

442

750

1,600

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CONSTITUCIÓN Un motor asíncrono trifásico de jaula tiene dos partes principales: un inductor o estator y un inducido o rotor. El estator: Es la parte fija del motor. Una carcasa de acero o aleación ligera rodea una corona de chapas delgadas (del orden de 0,5 mm de grosor) de acero al silicio. Las chapas están aisladas entre sí por oxidación o [email protected]

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mediante barnices aislantes. El laminado del circuito magnético reduce las pérdidas por histéresis y por corrientes de Foucault. Las chapas tienen unas ranuras en las que se colocan los arrollamientos estatóricos destinados a producir el campo giratorio (tres arrollamientos en caso de un motor trifásico). Cada arrollamiento está constituido por varias bobinas. La forma de conexión de estas bobinas entre sí determina el número de pares de polos del motor, y por tanto, su velocidad de rotación. El rotor: Es el elemento móvil del motor. Igual que el circuito magnético del estator, está constituido por un apilamiento de chapas finas aisladas entre sí y forman un cilindro claveteado alrededor del árbol o eje motor. Este elemento, por su tecnología, permite distinguir dos familias de motores asíncronos: uno, cuyo rotor se denomina «de jaula», y otro, cuyo rotor, bobinado, se denomina «de anillos».

TIPOS DE ROTORES Existen varios tipos de rotor de jaula, cuyo diseño puede verse en el ejemplo de la figura 5.

Rotor de jaula resistente: El rotor resistente suele ser de jaula simple (ver más adelante la definición de motor de jaula simple). La jaula está cerrada por dos anillos resistentes (aleación especial, poca sección, anillos de acero inoxidable). Estos motores, a par nominal, tienen un gran deslizamiento. Su par de arranque es elevado, y la corriente de arranque baja (figura 6). El rendimiento es bajo debido a las pérdidas en el rotor. Estos motores se utilizan principalmente en aplicaciones en las que es conveniente que exista deslizamiento para variar la velocidad en función del par, por ejemplo:  en el caso de varios motores unidos mecánicamente entre los que debe quedar repartida la carga, como por ejemplo, los trenes de rodillos de una laminadora, o el arrastre de una grúa puente.  la función de enrollar-desenrollar con motores Alquist (motores asincrónicos moto-ventilados con un gran deslizamiento se utilizan para variación de velocidad; su corriente de calado es casi su co-

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rriente nominal y su característica de parvelocidad, es muy ancha. Con una alimentación variable se puede adaptar esta característica y ajustar el par motor en función de la tracción deseada)  necesidad de un gran par de arranque con una corriente de llamada limitada (polipastos o cintas transportadoras). Puede variarse su velocidad cambiando la tensión, pero los convertidores de frecuencia van haciendo desaparecer esta aplicación. Aunque todos los motores son autoventilados, ciertos motores con rotor de caja resistente son moto-ventilados (motorización separada de su ventilador). Rotor de jaula simple: En los huecos o muescas dispuestas a lo largo del rotor (en la periferia del cilindro constituido por la pila de láminas) se colocan conductores conectados en cada extremo a una corona metálica; estos conductores desarrollan el par motor generado por el campo giratorio. Para que el par sea homogéneo, los conductores están ligeramente inclinados respecto al eje del motor. El conjunto tiene el aspecto de una jaula de ardilla, de ahí el nombre de este tipo de rotor. Generalmente, la jaula de ardilla está completamente moldeada (únicamente se fabrican estas jaulas insertando los conductores en las ranuras en el caso de motores muy grandes). El aluminio se inyecta a presión, y las aletas de refrigeración, colocadas en la misma operación, aseguran el cortocircuito de los conductores del rotor. Estos motores tienen un par de arranque relativamente bajo y la corriente de arranque es muy superior a la nominal (figura 7). Por el contrario, tienen un deslizamiento muy pequeño a par nominal. Se utilizan principalmente para grandes potencias para mejorar el rendimiento de las instalaciones con bombas y ventiladores. Se asocian también a los convertidores de frecuencia de velocidad variable, con lo que los problemas de par y de corriente de arranque quedan completamente resueltos. Rotor de jaula doble Consta de dos jaulas concéntricas, una exterior, de poca sección y gran resistencia y otra interior de mayor sección y menor resistencia. Al empezar el arranque, las corrientes rotóricas son de frecuencia elevada, y, por el efecto pelicular que se produce, la totalidad de la corriente rotórica circula por la periferia del rotor y por tanto por una sección reducida de conductores. Así, al principio del arranque, siendo todavía las corrientes de frecuencia elevada, la corriente no circula más que por la caja exterior. El par producido por la jaula exterior resistente es importante y con baja corriente de llamada (figura 7). Al final del arranque, la frecuencia en el rotor disminuye y resulta más fácil la circulación del flujo por la jaula interior. El motor se comporta entonces aparentemente como si hubiera sido construido como una única jaula de baja resistencia. En régimen permanente, la velocidad es solamente un poco menor que la de un motor de jaula simple. Rotor de ranuras profundas Es la versión estándar. Los conductores rotóricos se moldean en las ranuras del rotor, que tienen forma trapezoidal, con el lado menor del trapecio situado hacia el exterior del rotor.

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El funcionamiento es similar al de un motor de doble jaula: la intensidad de corriente rotórica varía en función inversa de su frecuencia. Así: al principio del arranque, el par es mayor y la corriente menor. En régimen permanente, la velocidad es sensiblemente igual a la de un motor de jaula simple. Motor de rotor bobinado (rotor con anillos rozantes) En las ranuras practicadas en la periferia del rotor se colocan unos bobinados idénticos a los del estator (figura 7). Generalmente el rotor es trifásico.

Un extremo de cada uno de los arrollamientos se conecta a un punto común (conexión estrella). Los extremos libres pueden conectarse o a un conector centrífugo o a tres anillos de cobre, aislados y que giran solidarios con el rotor. Sobre estos anillos frotan unas escobillas, a base de grafito, conectadas al dispositivo de arranque. En función del valor de las resistencias insertadas en el circuito rotórica, este tipo de motor puede desarrollar un par de arranque que llega hasta 2,5 veces el par nominal. La corriente de arranque es sensiblemente proporcional al par desarrollado en el eje del motor. Esta solución deja paso progresivamente a los sistemas electrónicos asociados a motores de jaula estándar. En efecto, estos últimos permiten resolver los problemas de mantenimiento (sustitución de las escobillas de alimentación del rotor gastadas, y mantenimiento de las resistencias de arranque), reducir la energía disipada en las resistencias y mejorar de manera importante el rendimiento de la instalación.

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1.2.

CONSIDERACIONES CONSTRUCTIVAS

1.2.1. NORMALIZACIÓN Los motores asíncronos, en especial si pertenecen a series de tipos, se construyen según dimensiones de montaje y demás prescripciones fijadas en las normas actualmente vigentes. De esta forma se garantiza una unificación de las principales dimensiones y se facilita considerablemente la adquisición, mantenimiento de stocks y sustitución de motores. La adaptación a las normas de otros países favorece el intercambio internacional de productos.

PLACA DE CARACTERÍSTICAS De acuerdo con las prescripciones VDE 0530, el motor, debe llevar una placa de características, la cual habrá de colocarse de modo que pueda leerse incluso en servicio. La disposición de los datos en esa placa viene normalizada por la ficha DIN 42961. En la figura se muestra la placa de características de las máquinas eléctricas cuyos cajetines habrán de ser rellenados por el fabricante. A título de ejemplo, se reproduce la placa de características de un motor trifásico de 1600 kW. Los datos más importantes son: nombre del fabricante, tipo, clase de corriente, forma de trabajo, número y potencia de la máquina, que se amplían mediante la tensión, la intensidad, el factor de potencia (cos ϕ), la frecuencia y la velocidad nominales y, en motores con anillos rozantes, también con la tensión en reposo y la corriente del rotor. Además se citará la clase de aislamiento, la clase de protección y el peso. La placa de características que -salvo excepciones- va unida solidariamente a la máquina, permite la eventual comprobación durante el servicio de sus datos más importantes. En caso de consultas se citarán todos los datos de la placa de características, en especial, el número de la máquina.

CAJA DE BORNES

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FORMAS CONSTRUCTIVAS (DIN IEC 34) Los motores se suministran en la forma constructiva básica IMB3, así como en otras. Las ejecuciones posibles para un tipo de motor determinado pueden tomarse de la tabla de selección "Formas Constructivas”.

CLASES DE PROTECCIÓN Los motores se suministran dotados de las siguientes clases de protección indicadas en la tabla. En dependencia de las condiciones de servicio y de las propias del medio ambiente, se elegirá una clase de protección apropiada para impedir las siguientes influencias: El efecto perjudicial del agua, de los cuerpos extraños y el polvo; al contacto con las partes internas del motor en rotación o con aquellas que se encuentren bajo tensión. Las clases de protección de los motores trifásicos se indican con unos símbolos que constan de dos letras y de dos cifras, y en algunos casos de otra letra adicional siendo éstas las siguientes:

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   

IP (lnternational Protection) letras características para las clases de protección contra la entrada de cuerpos extraños y del agua. 0 al 6 Primera cifra de la clase de protección contra contactos y entrada de cuerpos extraños. 0 al 8 Segunda cifra de la clase de protección contra la entrada de agua. W, S y M Letras características adicionales para las clases de protección especiales.

CLASES DE PROTECCIÓN ESPECIALES W para máquinas con protección para uso a la intemperie: La letra característica adicional W debe intercalarse entre IP y las dos cifras. Ejemplo: IPW54. Esta protección es válida para "su utilización bajo condiciones climáticas establecidas y con protecciones especiales adicionales". S y R para protección contra agua: Para ejecuciones especiales (como por ejemplo máquinas abiertas y con circulación de aire ubicadas sobre la cubierta de un barco, cuyas aberturas para la entrada y salida del aire durante su parada, se encuentran cerradas) después de la cifra característica puede colocarse una letra, que indique la protección contra entrada perjudicial del agua cuando la máquina se encuentra detenida (Letra S) o cuando la máquina se encuentre en funcionamiento (Letra M). En este caso deberán ser indicadas ambas situaciones de servicio de la máquina. Por ejemplo: IP55S/IP23M. En la antigua norma estaba establecida una letra característica adicional R para máquinas con conexión por conductos; de acuerdo a convenios internacionales ésta ha dejado de estar clasificada dentro de la DIN IEC 34, Parte 5. Para máquinas con conexión por conductos existe una combinación en la nomenclatura entre la protección mecánica y la clase de refrigeración, la cual deberá ser utilizada. Por ejemplo: Hasta ahora IPR44, nueva denominación IP23/IC37 o IP23/IC31.

CLASES DE REFRIGERACIÓN La norma DIN IEC 34, Parte 6, establece dos sistemas de codificación para ser utilizado, donde ambos comienzan con las letras IC (lnternational Cooling). Para dar lugar a la codificación completa, las letras le van precedidas por dos bloques cada uno compuesto por una letra y dos cifras. Por ejemplo lCW37A71. La primera cifra describe el tipo de circulación del medio refrigerante y la segunda cifra determina el tipo de acciona miento utilizado para el movimiento del medio refrigerante. Ejemplos: Motores 1 RA: IC01; Motores 1 LA: IC41

1.2.2. CALENTAMIENTO Y VENTILACIÓN La vida útil de un motor es igual a la vida útil del aislamiento de sus devanados, si se prescinde del desgaste el servicio de los cojinetes, escobillas, anillos rozantes o colector, elementos que se pueden sustituir por otros nuevos, sin que se realicen, relativamente, gastos de importancia. Por ese motivo, se tendrán en cuenta muy especialmente las condiciones de servicio que afecten al calentamiento y, por lo tanto, al aislamiento. El calentamiento es una consecuencia de las pérdidas originales en toda transformación de energía (en el caso del motor que transforma la energía eléctrica en mecánica) resulta: Pv = P1 — P2 El trabajo de pérdidas se acumula en el motor, en dependencia de la capacidad térmica y del aumento de temperatura, conduciéndose una gran parte al medio ambiente, a través de la ventilación. Si la carga es constante, se alcanzará un estado de equilibrio cuando la cantidad de calor absorbida sea igual a la disipada, en servicio continuo, una vez que hayan transcurrido de 3 a 5 horas. La sobre temperatura es igual a la diferencia que hay entre la temperatura de la parte considerada y la del medio refrigerante. La sobre temperatura del devanado puede ser calculada a través de los valores de las resistencias del devanado.

Donde: : Sobre temperatura del devanado en °K : Resistencia del motor en frío en Ω : Resistencia del motor en caliente en Ω : Temperatura del medio refrigerante en °C : Temperatura del devanado en frío en °C

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La vida útil de la aislación de los devanados decrece con el aumento de la temperatura (cada 10 °K aproximadamente a la mitad). Según sea el material aislante utilizado habrá que observar los valores límites fijados por VDE 0530 para la temperatura del devanado (Temperatura límite). Estos valores están de acuerdo con la resistencia térmica de los materiales aislantes subdivididos en las clases de aislación correspondientes. La duración o vida útil media prevista es de aproximadamente 20 años.

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MATERIALES AISLANTES Y CLASES DE AISLACIÓN En las normas VDE 0530, se han clasificado los materiales aislantes incluyendo sus medios impregnantes, en clases de aislación, habiéndose fijado para los mismos las correspondientes temperaturas exactas. GUT: Sobre temperatura límite (Calentamiento) en °K (Valor medio) KT: Temperatura del medio refrigerante en °C HDT: Temperatura máxima permanente admisible en °C para el punto más caliente del devanado.

SOBRE TEMPERATURA LÍMITE EN °K La temperatura máxima permanente admisible de los diferentes materiales aislantes se compone, como queda representada en la figura anterior, de la temperatura del medio refrigerante, de la sobre temperatura límite y una tolerancia de seguridad. Esta tolerancia se ha introducido dado que si se aplica el método de medición usual, o sea el de resistencia no se determina la temperatura en el punto más caliente sino que se mide el valor medio del calentamiento del devanado. Las indicaciones de potencia de los motores están basadas en una temperatura del medio refrigerante de 340°C para todas las clases de aislación. Salvo algunas excepciones, los motores de baja tensión de ejecución normal van provistos de una aislación que protege el devanado contra la influencia de gases agresivos, vapores y polvo conductor y permite su instalación en lugares donde la humedad del aire sea muy elevada y tengan lugar frecuentes condensaciones de agua (trópicos, cervecerías, estaciones de bombeo. etc.). Para condiciones especiales (p.ej. peligros debidos a la acción de aceites, existencia de polvo de fundición) es posible una aislación con tratamiento especial.

TEMPERATURA DEL MEDIO REFRIGERANTE Y ALTURA DE INSTALACIÓN

La potencia nominal rige para servicio continuo según VDE 0530 con una frecuencia de 50 Hz una temperatura del medio refrigerante (KT) de 40°C y una altura de instalación de hasta 1000 m sobre el nivel del mar. Si hubiese otras indicaciones distintas de éstas la potencia admisible se deberá determinar por las tablas incluidas en este apartado. Si las temperaturas del medio refrigerante y las alturas de instalación discrepan simultáneamente, deberán multiplicarse los factores indicados, para obtener la potencia admisible. La temperatura del medio refrigerante y la altura de instalación serán redondeadas en 5°C y 500 m respectivamente.

TEMPERATURA DE LA CARCASA La temperatura de la carcasa no debe tomarse como criterio para determinar la calidad de un motor ni para determinar el calentamiento del local. Un motor que esté exteriormente "frío" puede presentar pérdidas superiores o tener una sobre temperatura mayor en los devanados que otro motor "caliente". [email protected]

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CALENTAMIENTO DEL LOCAL El calentamiento del local depende exclusivamente de las pérdidas. En las máquinas elaboradoras o procesadoras de materiales se transforma prácticamente la totalidad de la potencia del accionamiento en calor, y en las máquinas transportadoras de material la transformación se extiende a una gran parte de la potencia del accionamiento. Estas cantidades de calor tienen que ser eliminadas por el aire ambiente en el local de servicio, a no ser que los motores tengan refrigeración independiente consistente en un sistema de tubos o canales a través de los cuales se evacua el calor directamente al exterior. Se considerará lo siguiente: Donde: : Caudal de aire necesario en m3/s

: Potencia total de pérdidas en kW : Sobre temperatura límite admisible del aire en °K (Diferencia entre la temperatura del aire de entrada y la temperatura admisible del local)

Durante el servicio se deberá procurar obtener un buen abastecimiento de aire fresco para refrigerar los motores. Un motor con refrigeración de superficie de 110 kW con 1.500 rpm necesita en una hora un caudal de aproximadamente 2.200 m3 de aire fresco. Las entradas de aire para los motores no deben mezclarse con las corrientes de aire de salida, pues de lo contrario se podría sobrepasar la temperatura límite.

RENDIMIENTO Y FACTOR DE POTENCIA El rendimiento η y el factor de potencia cos ϕ se indican en las tablas de selección, referidos a la potencia nominal (100% de carga), a la tensión nominal y a la frecuencia nominal. En los diagramas que a continuación se exponen, se han supuesto valores medios para η y cos ϕ, para motores con rotor de jaula de 1800 rpm y potencias comprendidas entre 0,1 y 1000 kW. Cuando haya que reducir mucho la potencia, los motores tendrán valores de servicio más desfavorables. Los valores de servicio de los motores con potencias diferentes a las nominales varían del siguiente modo: el deslizamiento se altera, aproximadamente, en proporción directa con la potencia.

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1.2.3. PROTECCIÓN ANTIEXPLOSIVA Áreas peligrosas para gases inflamables, vapores y niebla: Las áreas peligrosas están definidas como aquellas áreas donde se presentan atmósferas explosivas en cantidades y concentraciones peligrosas. Las entidades oficiales supervisoras como, por ejemplo, los sindicatos del ramo o la asociación de supe vigilancia técnica serán las únicas que pueden determinar si un cierto lugar o una determinada instalación debe considerarse, según las prescripciones, como expuesta al peligro de explosiones. Las entidades oficiales mencionadas determinarán, asimismo, las medidas de protección precisas (Clase de explosión, clase de protección contra ignición) que será preciso aplicar a las instalaciones eléctricas en los recintos industriales expuestos al peligro de explosiones, con el fin de impedir que surja una explosión, considerando las condiciones locales y propias del servicio. En relación con la frecuencia y duración con la cual las concentraciones peligrosas se hacen presentes, las áreas peligrosas están clasificadas, según DIN 57165 Y VDE 0165, en tres zonas identificadas como: Zona 0, Zona 1 y Zona 2. Esta clasificación en zonas es muy importante, dado que influye en la elección del tipo de protección de los motores. Zona 0: Comprende aquellas áreas en las cuales una atmósfera explosiva está presente en forma permanente o por un período muy prolongado (p.e. el interior de contenedores o recipientes donde se almacenan líquidos o gases inflamables).  Zona 1: Presencia temporal de atmósfera explosiva.  Zona 2: Locales o lugares bajo condiciones usuales de servicio, donde el peligro de explosión es restringido o muy remoto. En la Zona 0 ningún motor puede ser instalado. En la Zona 1, pueden ser instalados y puestos en servicio, solamente aquellos equipamientos eléctricos a prueba de explosión que posean certificados, o sea certificada su aptitud para esta clasificación, por una entidad oficial supervisora, como por ejemplo los sindicatos del ramo, o la asociación de súper vigilancia técnica. En la Zona 2, pueden ser instalados motores de rotor en corto circuito, en su ejecución básica, siempre y cuando la temperatura en la superficie del motor (como así también su interior) durante el servicio no supere la temperatura límite propia de la respectiva Clase de temperatura (T1, T2, etc.). Si la temperatura máxima de la superficie supera los 800 C, el fabricante deberá aclararlo e indicar su valor. Causas de ignición: La explosión de gases o vapores que forman mezclas explosivas con el aire, puede estar motivada por diferentes causas:  Por chispas eléctricas (en anillos rozantes, colectores, arcos en maniobras de cierre o apertura, chispas de descarga después de haberse formado una carga estática).  Chispas originadas por fricción mecánica (p.e. roce inadvertido de un ventilador).  Excesivo calentamiento. Clases de temperatura, grupos de explosión: Para facilitar el proyecto de una instalación, los gases, y vapores inflamables están clasificados en 6 clases de temperatura: T1 hasta T6 y en 3 grupos de explosión: IIA. IIB y IIC, de acuerdo a las características de desplazamiento del frente de llama (capacidad de ignición). La temperatura de ignición es la temperatura mínima a la cual se produce una ignición. Los rangos de temperatura de ignición según las clases de temperatura, son: Clase de temperatura Temperatura de ignición en °C T1 T2 T3 T4 T5 T6

>450 300 a 450 200 a 300 135 a 200 100 a 135 85 a 100

La clasificación dentro de los grupos de explosión, depende del ancho del intersticio de seguridad encontrado en las pruebas. (Ancho de intersticio normal). Para los gases combustibles más utilizables, ver ordenamiento según la tabla. [email protected]

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La determinación de la clase de temperatura y el grupo de explosión aplicable a un motor en particular, está basada en el gas a vapor más crítico presente en el lugar de la instalación. Las clases de temperatura y grupos de explosión más elevados o superiores, incluyen los de orden inferior. p.e. EEXel1 T3 cubre EExe IIT2; EExdellCT4 cubre EExdellBT3. Para todas las clases de ignición, en los motores deberá estar indicada la clase de temperatura o la máxima temperatura admisible de la superficie. El grupo de explosión será indicado solamente para la clase de ignición "Ejecución a prueba de explosión y sobrepresión interior (d)". Clases de protección contra ignición: La seguridad contra explosiones de equipamientos eléctricos puede conseguirse mediante distintas formas, y en concordancia con las clases de protección contra ignición. En las clases de protección contra ignición de instalaciones o equipamientos eléctricos protegidos contra explosiones, el símbolo EExll se considerará como característico, en general, de la clase de protección contra ignición. La letra dispuesta entre medio, p.e. EExell, da a conocer la clase de protección contra ignición de que se trate. Según DIN EN 50014, estas letras interpuestas tienen el siguiente significado: "e" Seguridad aumentada; "d" A prueba de explosión y sobrepresión interior; "p" Presurizado. Además de éstos, continúan en vigencia las clases de protección según DIN IEC34, Parte 5NOE0530, Parte 5, siempre que su aplicación no esté limitada por OIN EN50014 hasta 50020. Clase de protección contra ignición seguridad aumentada "e": Esta clase de protección contra ignición es apropiada para todos los equipamientos eléctricos que durante el servicio no actúen como elemento de ignición (p.e. transformadores, motores sin anillos rozantes ni colectores, artefactos de iluminación, etc.). Para evitar los peligros de ignición en caso de perturbaciones, se instalarán aparatos de protección y vigilancia adecuados (p.e. Interruptor de protección con curva de característica adaptada), que protegen el equipamiento o aparato contra corto circuitos y calentamientos inadmisibles. Clase de protección contra ignición a prueba de explosión y sobrepresión interior "d": Todas las partes de una instalación eléctrica, o ésta en sí, que actúen como fuentes de ignición, deben estar envueltas o cubiertas por una caja resistente a la presión interior, cuyas inevitables superficies de junta, entrada de cables, aisladores pasantes, partes móviles, etc. impiden con seguridad el desplazamiento del frente de llama (capacidad de ignición) debido a la longitud de los intersticios, y por haberse limitado, en sentido ascendente, el ancho de los mismos. Las mezclas explosivas, durante el servicio pueden, en forma aislada, entrar en la caja. Si la mezcla se enciende en el interior de la caja, su ignición no será propagada hacia el exterior de la misma.

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Clase de protección contra ignición presurizada "p": Las partes pertenecientes a una instalación eléctrica, o ésta en sí, que actúen como fuentes de ignición, están dentro de una caja y se someten a un barrido con aire limpio o gas inerte a presión. de manera que las mezclas explosivas en el ambiente no puedan llegar a las fuentes de ignición. (p.e. motores, tableros). Motores trifásicos protegidos contra explosiones: En los establecimientos químicos y en la industria petroquímica, el ambiente está caracterizado por la presencia de gases, vapores líquidos químicos agresivos, con una elevada humedad del aire y circunstancialmente, elevada temperatura ambiente. Además, puede producirse un ambiente explosivo. Las máquinas utilizadas principalmente para los accionamientos en las industrias químicas (bombas, sopladores, compresores, trituradores, molinos, mezcladores, centrífugas, etc.), consideradas desde el punto de vista del accionamiento, no presentan en general problemas especiales para el motor, puesto que, salvo unas pocas excepciones, la constancia en la velocidad de rotación y la regulación de la misma, no ofrecen dificultades particulares. El accionamiento que se aplica con preferencia es, por tanto, el motor asincrónico con rotor en corto circuito. Elección de la clase de temperatura y grupo de explosión: La elección de la clase de temperatura, que debe ser indicada para todas las clases de protección contra ignición y la elección del grupo de explosión, que es válida solamente para la clase de protección "a prueba de explosión y sobrepresión interior", dependen de las sustancias inflamables que con el aire, en una instalación eléctrica, pueden formar una mezcla explosiva peligrosa. Elección de la clase de protección contra ignición: La clase de protección contra ignición del motor, no siempre puede ser elegida libremente. Ella depende de cuatro factores: 1. de la duración de una concentración de mezcla peligrosa existente. 2. del tipo de motor, si es de rotor en corto circuito o de rotar bobinado y anillos rozantes. 3. del tipo de servicio nominal (servicio continuo, servicio intermitente o servicio pesado). 4. de la clase de temperatura. Motores en clase de protección contra ignición "e": Los motores de la clase de protección contra ignición "e'; se han desarrollado partiendo de los motores trifásicos de refrigeración de superficie, provistos de rotor en cortocircuito (protección mecánica IP44 según DIN IEC 34, Parte 5). En su condición mecánica y en sus dimensiones son muy similares a los motores indicados. En su diseño se han adaptado a las condiciones exigidas por la protección contra explosiones. Es decir, que para el mismo tamaño constructivo, según sea la clase de temperatura a considerar, la potencia nominal será, por regla general, menor que la de los motores no protegidos contra explosiones. Motores en clase de protección contra ignición "e" se fabrican normalmente para las clases de temperatura T1, T2 y T3' la denominación es entonces, p.e. EExeIlT2. Esencialmente se pueden conseguir clases de temperatura superiores, pero es preferible que se estudie, en cada caso, si no resulta más conveniente el uso de motores con clase de ignición "e". La clase de temperatura T5' que figura en la tabla de características técnicas de seguridad (DIN 57165/VDE 0165), aún no ha sido homologada, dado que ningún elemento puede ser ordenado bajo esta clasificación. La clase de temperatura T6 es razonable sólo para los motores 1 MA. Para motores de potencias grandes o significativas, la introducción de motores a prueba de explosión y sobrepresión interior, resultan más económicos. Principales características de los motores en clase de protección contra ignición "e": Para los motores a prueba de explosión en clase de protección contra ignición "seguridad aumentada'; según DIN EN 50019, se deberá tener en cuenta que solamente rotores en cortocircuito pueden ser utilizados. La protección mecánica de la carcasa debe ser, por lo menos, IP20 y la de la caja de conexión IP54. En la medida de las posibilidades, se deberán utilizar solamente motores con refrigeración de superficie y protección mecánica IP44, o mayor. [email protected]

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La malla de protección de las entradas de aire deberá tener un ancho de malla no mayor a 12 mm. Bornes de conexión seguros, no giratorios. Protección contra el aflojamiento de todos los terminales de conexión. Placa de conexión apropiada, adicionalmente caja de conexión especial. Borne para cable de protección en la caja de conexión y un borne de puesta a tierra exterior. Barniz de impregnación para el bobinado, aprobado. Indicación en chapa de características de la clase de protección contra ignición, clase de temperatura, tiempo tE .  En el motor debe estar el símbolo que indique que es apto para áreas explosivas. Además, estos motores presentan una potencia nominal menor a la que corresponde a los motores en su ejecución normal y un bobinado especial (Ver DIN 42673, Parte 2). Mantenimiento durante el servicio de la protección contra explosiones: Para mantener durante el servicio la protección contra explosiones, cada motor deberá estar equipado con un interruptor guardamotor, cuya regulación deberá estar ajustada al valor de la intensidad nominal del motor. Al elegir el interruptor de protección habrá que tener en cuenta que éste, en correspondencia con su característica de disparo en estado frío (20°C), en caso de cortocircuito (es decir, a rotar bloqueado), debe disparar en el tiempo t E indicado en chapa característica. En combinación con el relé térmico de sobreintensidad el motor puede ser utilizado solamente para arranques normales y no muy frecuentes. Para motores de polos conmutables en clase de protección contra ignición "e'; se deberá prever para cada velocidad su correspondiente interruptor de potencia. Los interruptores de potencia estarán enclavados de tal forma, que ante el accionamiento de uno de ellos, se evite la conmutación a otra velocidad no deseada. Temperaturas: Dado que las mezclas explosivas pueden alcanzar cualquier punto del motor, deberá considerarse el lugar más caliente del mismo. Con el fin de garantizar la seguridad necesaria, se tendrá en cuenta, además, el caso de falla más desfavorable que se presente durante el servicio. Tratándose de motores trifásicos, este caso es el de cortocircuito, es decir, a rotar bloqueado y aplicando el devanado estatórico, la tensión y frecuencia nominales. Para este caso extremo, se han indicado en las normas DIN EN 50019, las temperaturas máximas admisibles del devanado estatórico y rotórico. Si estos valores de temperatura, tanto en el devanado estatórico o retórico, en caso de cortocircuito son alcanzadas, el motor tendrá que ser desconectado por intermedio de un aparato de maniobra equipado con relé térmico de sobreintensidad. La utilización del motor está determinada por la temperatura límite. A raíz de ello, se diferencian los denominados motores de "rotor crítico" o de "estator crítico'; dependiendo de cuál de los devanados, estatórico o rotórico, tiene el tiempo tE más corto. La temperatura máxima del medio refrigerante asumida es de 40°C. La temperatura límite del devanado del estator en condiciones nominales de servicio se compone de la temperatura del medio refrigerante y de la sobre temperatura límite, donde para cada clase de material aislante esta última, se ve reducida en 10K, respecto a laque figura en la norma VDE0530. Esta reducción en 10K eleva la vida útil y tiene en cuenta, por lo tanto, los conceptos de seguridad. Tiempo tE : El motor deberá ser desconectado, a más tardar, cuando el devanado del estator o del rotor haya alcanzado la temperatura ϑmáx. Debido a la circulación de la corriente de cortocircuito, el aumento de temperatura es muy brusco, es decir, que en un corto tiempo se alcanza la temperatura ϑmáx. En caso de cortocircuito, el tiempo que transcurre hasta que se alcanza la temperatura máxima en el estator o en el rotor, partiendo del calentamiento nominal con temperatura ambiente máxima, se denomina tiempo t E (tiempo de calentamiento).

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Debido a que el relé térmico de sobreintensidad, en caso de circulación de corriente de cortocircuito no debe actuar en corto tiempo para asegurar el correcto arranque de los motores, existen valores promedios de tiempo tE prescriptos en dependencia con la relación de corriente I A/IN. Los valores indicados en el catálogo cumplen con la curva límite representada en el gráfico. Para cumplir con los requerimientos de los ensayos para el tiempo tE, las condiciones de arranque de los motores con clase de protección contra ignición "e'; deben ser examinadas con particular cuidado. El tiempo de arranque normalmente permitido para los motores con clase de protección contra ignición "e" está dado por la relación: tA ≤ 1,7. tE Para tiempos de arranque aproximadamente iguales o cercanos al tiempo tE, la protección del motor se hace muy dificultosa, dado que el relé de sobreintensidad, en caso de arranques consecutivos, puede actuar innecesariamente, o cuando, a pesar de haber sido sobrepasada la temperatura límite del rotor o del estator, el relé no actúa, debido a que la constante térmica del disparador bimetálico interinamente, ha enfriado más rápidamente que el motor. Para otros tipos de servicio distintos al S1, se hace imprescindible la instalación de un motor a prueba de explosión y sobrepresión interior. Motores en clase de protección contra ignición "d": Esta clase de protección contra ignición puede ser utilizada en todas las clases de motores. Mientras que en la clase de protección "seguridad aumentada" se emplea un motor similar al de la ejecución básica, en la clase de protección contra ignición "a prueba de explosión y sobrepresión interior" el sentido de seguridad es completamente distinto. El motor tiene que estar construido de tal forma, que al originarse una explosión en el interior de su carcasa, ésta no se propague al exterior. Por tal motivo, el motor se dimensionará de tal manera que soporte la presión que se origina con motivo de la explosión. Todas las partes de la carcasa tienen que soportar una presión mínima que sea equivalente a 1,5 veces la presión medida al producirse la explosión alcanzando este valor un mínimo de 10 at., siempre que el volumen de la carcasa sea superior a 100 cm 3. Mucho más difícil que esto, es conseguir que las ranuras que necesariamente es preciso formar entre el escudo porta cojinete y la carcasa, el escudo porta cojinete y la tapita cojinete, la tapita cojinete y el eje, así como las propias de las conexiones del devanado, tengan tal constitución, que al originarse una explosión en el interior de la carease, no se pueda propagar la ignición. Los laberintos, por lo tanto; deben ser tan largos y tan estrechos, que en su interior los gases procedentes de la explosión se enfríen al compensarse la presión hasta tal punto, que fuera de la carcasa resulte imposible que se encienda la mezcla. Para motores "a prueba de explosión y sobrepresión interior" hasta clase de temperatura T4 inclusive, no se necesita, por regla general, reducir la potencia tomando como referencia el mismo tamaño constructivo respecto a la ejecución básica. En aquellas ejecuciones con clase de temperatura T5 y T6 teniendo en cuenta las temperaturas admisibles de la carcasa, habrá que reducir, en parte, las potencias nominales. Principales características de los motores en clase de protección contra ignición "d":  Carcasa sólida, capaz de soportar la presión interior producida por una explosión y sus intersticios (laberintos) aseguran que los efectos de dicha explosión no se trasladen al exterior. [email protected]

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Escudos porta cojinetes y tapitas cojinetes deben estar atornillados a la carcasa de tal manera que en caso de explosiones en el interior de la carease los laberintos permanezcan invariables. Coquillas de empalme para las conexiones a los devanados, resistentes a la presión. Utilización de un sistema de cierre especial como protección contra el aflojamiento no autorizado de los bulones y tornillos. Malla metálica de los orificios de entrada de aire con un ancho de malla no superior a los 12mm. Tornillo exterior de puesta a tierra. Tornillos de fijación del conductor de protección dispuesto en la "caja de bornes. Indicación de la clase de protección contra ignición y la clase de temperatura en la placa de características. En el motor debe estar el símbolo que indique que es apto para áreas explosivas.

Mantenimiento durante el servicio de la protección contra explosión: Cada motor tendrá que estar provisto del interruptor-guardamotor correspondiente o de un dispositivo equivalente a éste. Para los tipos de servicio S2 hasta S8 se hace necesaria la protección del motor por medio de termistores, bien en forma aislada (cuando se hace necesaria una protección total del motor) o bien como complemento de una protección por sobrecarga. De un modo especial habrá que observar lo siguiente:  Las superficies que limitan los laberintos no podrán ser posteriormente mecanizadas, ni ser cubiertas por lacas o pinturas. Las superficies deberán mantenerse metálica mente limpias. Como protección contra la corrosión, se aplicará una película fina de aceite o de grasa. Es inadmisible la aplicación de juntas intermedias que no estén provistas para este fin.  Los tornillos de fijación que estén defectuosos se sustituirán inmediatamente por otros nuevos, construidos de un material que presente, como mínimo, la mínima resistencia a la tracción que los tornillos originales.  Las entradas de cables protegidos contra la propagación de las explosiones que se deterioren, se sustituirán inmediatamente por piezas originales.  El empalme de los cables de acometida tiene que llevarse a efecto con esmero, empleando los medios de sujeción previstos. Se observarán las distancias en el aire y las líneas de fuga. Las piezas de fijación previstas en los puntos de paso de los cables con el fin de soportar los esfuerzos de tracción, o con el fin de establecer la protección contra la torsión, se colocarán debidamente. Temperaturas: Según lo anteriormente expuesto, el peligro de explosiones de los motores de la clase de protección “a prueba de explosión y sobrepresión interior”; sólo puede estar motivado por el calentamiento que experimente la superficie de la carcasa. Dado que los motores disponen de un interruptorguardamotor, se garantiza, incluso en el caso que se establezca un cortocircuito -es decir cuando esté el rotor bloqueado-, que el motor quedará desconectado antes que la carcasa alcance una temperatura peligrosa. Temperaturas máximas admisibles en la superficie exterior de la carcasa: Independientemente de las temperaturas admisibles en la carcasa, se mantendrán las sobre temperaturas para los devanados, indicadas en la VDE 0530. El concepto del tiempo tE no existe para los motores resistentes a la presión interior. Clases de temperatura Temperatura máxima admisible T1 450 T2 300 T3 200 T4 135 T5 100 T6 85

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Motores en clase de protección contra ignición "p": Esta clase de protección contra ignición se empleará cuando los motores en ejecución "seguridad aumentada" no sean admisibles o cuando la ejecución de los mismos "a prueba de explosión y sobrepresión interior" resulte demasiado costosa. La ejecución "presurizada" sólo será de aplicación para grandes motores de rotor en cortocircuito o rotor bobinado con anillos rozantes, para motores trifásicos con colector y máquinas de corriente continua. Es conveniente aplicar esta clase de protección para motores con potencias superiores a los 400 kW, puesto que para potencias menores resultarían excesivos los medios constructivos a utilizar para los canales de conducción del aire y para los ventiladores independientes. La atmósfera que hay en el interior de las máquinas tiene que encontrarse a

una sobrepresión de por lo menos 50 Pa, respecto de la del ambiente. La circulación del medio refrigerante se controlará en el lado de salida, montando aparatos de vigilancia. El interruptor principal de la máquina se enclavará de tal forma, que resulte posible la puesta en servicio de la misma, únicamente cuando la carcasa haya sido barrida por un caudal del medio refrigerante (aire o gas inerte) correspondiente, como mínimo de 5 veces el volumen contenido de la misma. Si fallase la ventilación independiente, se reparará inmediatamente la máquina de la red. (Ver esquema de conexión.)

1.2.4. PAR MOTOR, PAR RESISTENTE, ELECCIÓN DEL MAT PAR DE GIRO, TORQUE O MOMENTO DE TORSIÓN El par de giro que desarrolla un motor trifásico en su eje presenta una magnitud muy variable entre n = 0 y n = ns. El curso de la curva característica del par respecto a la velocidad de rotación del motor trifásico con rotor de jaula de ardilla queda representado en el diagrama. Los valores correspondientes al par de arranque y al par máximo, así como la intensidad de arranque para [email protected]

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un determinado motor, pueden tomarse del catálogo respectivo. Según las curvas de par de giro en función de la velocidad de rotación, que figuran en el catálogo, se puede trazar, en caso necesario, con suficiente exactitud, la característica en función del par de giro - velocidad, de una máquina determinada. El límite de la capacidad mecánica de sobrecarga está constituido por el par máximo. Según VDE 0530, los motores de inducción, a la tensión y frecuencia nominales, deben admitir durante 15 s una sobrecarga de hasta 1,6 veces el par nominal y los motores con lA/IN < 4,5 hasta 1,5 veces el par nominal durante 15 s; tratándose de motores para mecanismos elevadores) la capacidad de sobrecarga podrá acordarse en cada caso (consultar el valor exacto). El par mínimo de los motores de inducción, salvo acuerdo al respecto, a tensión nominal deberán tener como mínimo los siguientes valores para Motores trifásicos sin conmutación de polos:  con una potencia nominal ≤ 100 kW: 0,5 veces el par nominal y no menos de 0,5 veces el par de arranque.  con una potencia nominal ≥ 100kW: 0,3 veces el par nominal y no menos de 0,5 veces el par de arranque Motores monofásicos y motores trifásicos con conmutación de polos: 0,3 veces el par nominal. Según VDE 0530, habrá que tener en cuenta las siguientes tolerancias:  para el par de arranque de -15% hasta +25% del par de arranque garantizado.  para la intensidad de arranque hasta +20% de la intensidad de arranque indicada, sin límite inferior.  para el par máximo, hasta -10% del par máximo garantizado. Teniendo en cuenta estas tolerancias, el par de arranque tiene que superar en magnitud suficiente el par resistente de arranque de la máquina accionada, encontrándose durante todo el proceso de arranque el par motor por encima del par resistente hasta llegar a alcanzar la velocidad de rotación de servicio. Los valores de par de arranque y par máximo para los motores de rotor de jaula de ardilla, y los valores de par máximo para los motores de anillos rozantes están dados en las tablas de selección en tantas veces el par nominal. Los motores con clases de diseño KL16 (A), KL 13 (B), KL10 (C), KL7 (D), por la clasificación de sus pares dan a conocer que están proyectados, en caso de conexión directa, para acelerar venciendo un par resistente de hasta 160%, 130%, 100% y 70% respectivamente, del par nominal. El par nominal se puede calcular de la siguiente forma:

Donde: : Par nominal en Nm : Potencia nominal en kW : Velocidad nominal de rotación en rpm

La velocidad de rotación nominal del motor se diferencia de la velocidad de rotación de sincronismo en el deslizamiento nominal SN. Siendo: Donde: : Deslizamiento nominal en %

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: Velocidad de rotación nominal en rpm

: Velocidad de rotación de sincronismo en rpm

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Característica del par de giro para accionamientos especiales: Para accionamientos especiales, se pueden llevar el par máximo y el par nominal a velocidades más pequeñas (mayor deslizamiento), con ayuda de un rotor especial con una elevada resistencia rotórica. En este caso, la potencia nominal debe ser reducida, debido a las mayores pérdidas rotóricas. Este tipo de ejecución es especialmente apta para motores trifásicos con rotor de jaula ardilla para uso en mecanismos elevadores, prensas y motores tipo imán de campo giratorio.

CLASES DE DISEÑO En las máquinas de inducción es posible producir una gran variedad de curvas de par – velocidad, variando las características del rotor, lo que resulta de gran ayuda a la industria a la hora de escoger los motores más apropiados para la gran variedad de aplicaciones. NEMA en Estados Unidos y la International Electrotechnical Commission (IEC) tienen definidos, en toda la gama de caballos de fuerza, una serie de diseños normalizados con diferentes curvas de par – velocidad. Estos diseños normalizados se conocen como clases de diseño y a un solo motor se le puede denominar como "motor de diseño de la clase X". En la figura pueden verse una serie de curvas de momento de torsión – velocidad típica para las cuatro clases de diseños normalizados de NEMA. Los rasgos característicos de cada clase de diseño normalizado se esbozan a continuación: CLASE "A": Los motores de diseño clase A son los motores de diseños normales, con un momento de arranque normal y bajo deslizamiento. El deslizamiento de plena carga de los motores de diseño A debe ser menor del 5% y menor también que el de los motores de diseño B de condiciones equivalentes. El momento de torsión máximo está entre 200 y 300% del momento de torsión a plena carga y sucede a bajo deslizamiento (menos del 20%). El momento de torsión de arranque de este diseño es por lo menos el momento de torsión nominal, para los motores más grandes, y de 200% o más del momento de torsión nominal, para los motores más pequeños. El problema principal con esta clase de diseño es su extremadamente alto valor de la corriente durante el arranque. Los flujos de corriente en el arranque están, generalmente, entre 500% y 800% de la corriente nominal. Con estos motores, en tamaños por encima de unos 7.5 hp, se debe utilizar alguna forma de arranque de voltaje reducido para controlar los problemas de la caída de voltaje en el sistema de potencia al cual están conectados durante el arranque. En tiempos pasados, el diseño de motores clase A era el diseño común para la mayor parte de las aplicaciones entre 7.5 hp y 200 hp, pero durante los últimos años se han reemplazado profusamente por los motores de diseño clase B. Las aplicaciones típicas para estos motores son los ventiladores, abanicos, bombas, tornos y otras máquinas herramientas. CLASE "B": Los motores de diseño clase B tienen un momento de torsión de arranque nominal, una corriente de arranque más baja y un deslizamiento bajo. Este motor produce, aproximadamente, el mismo momento de arranque de los motores clase A, con cerca de un 25% menos de corriente. El momento de torsión máximo es mayor o igual al 200% del momento de carga nominal, pero menor que el de diseño clase A, en razón del aumento de la reactancia del rotor. El deslizamiento del rotor es aún relativamente bajo (menos del 5%) a plena carga. Las aplicaciones son similares a aquellas del diseño clase A, pero se prefiere el diseño [email protected]

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clase B por razón de sus menores exigencias de corriente de arranque. Los motores de diseño clase B han reemplazado considerablemente los motores de diseño clase A en las instalaciones modernas. CLASE "C": Los motores de diseño clase C tienen un momento de torsión de arranque alto, con corriente de arranque baja y bajo deslizamiento (menos del 5%) a plena carga. El momento de torsión máximo es ligeramente más bajo que el de los motores de clase A, mientras que el momento de torsión de arranque llega hasta un 250% del momento de plena carga. Estos motores se fabrican con rotores de doble jaula por lo que son más costosos que los motores de las clases anteriores. Se usan para cargas que requieren un alto momento de arranque, tales como bombas cargadas, compresores y bandas transportadoras. CLASE "D": Los motores de diseño clase D tienen un momento de torsión de arranque muy alto (275% o más del momento de torsión nominal) y una corriente de arranque baja, pero tienen también un deslizamiento alto a plena carga. Son, esencialmente, motores de inducción comunes, de clase A, pero con las barras del rotor más pequeñas y hechos de un material de más alta resistencia. La alta resistencia del rotor hace que el momento de torsión máximo se presente a muy baja velocidad. Incluso es posible que el momento de torsión más alto ocurra a velocidad cero (100% de deslizamiento). El deslizamiento a plena carga para estos motores es bastante alto en razón de la alta resistencia del rotor, la que por lo general tiende de un 7 a un 11%, pero puede llegar hasta al 17% o más. Estos motores se usan en aplicaciones que requieren la aceleración de cargas de tipo inercias extremadamente altas, especialmente grandes volantes usados en prensas punzonadoras o grúas de tijera. En tales aplicaciones, estos motores aceleran un gran volante hasta su máxima velocidad, para luego impulsar la perforadora. Después de una operación de perforación, el motor reacelera el volante por un período de tiempo razonablemente largo para la siguiente operación.

ROTORES ESPECIALES Cuando la carga accionada requiere un valor de par elevado en el arranque, es posible que un motor convencional con jaula de ardilla simple no baste para satisfacer este requisito. Si la resistencia del rotor con jaula simple se eleva, aumentará el par motor pero a su vez significaría un aumenta el deslizamiento, causa perdidas mayores en el cobre y provocará calentamientos mayores. La solución al aumento de par sin consecuencias indeseadas se encuentra utilizando un rotor con doble jaula de ardilla. De tal manera el rotor tiene dos jaulas, una cercana a la periferia y otra más profunda. La jaula periférica tiene Resistencia elevada y la interior se diseña con valores bajos de resistencia. Para lograr una alta resistencia en la jaula periférica del rotor, se utilizan materiales tales como latón. La jaula interna tiene una alta reactancia en el arranque debido a su profundidad, mientras que la externa tiene una alta resistencia y una reactancia baja como un rotor ordinario de la jaula de ardilla. Durante arranque la jaula interna tiene una impedancia muy alta y así, la porción más grande de la corriente pasa a través de la jaula externa solamente. Debido a alta resistencia y la alta pérdida en el circuito, el motor [email protected]

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desarrolla un alto esfuerzo de torsión en el arranque. Cuando el rotor alcanza la velocidad normal, los reactancias de ambas las jaulas son casi insignificantes debido al bajo valor del deslizamiento y a que las corrientes rotóricas son conducidas por ambas jaulas en paralelo provocando un valor bajo de la resistencia efectiva del rotor. En estos motores, la curva del par en función de la velocidad puede establecerse como característica constructiva de acuerdo a la exigencia del arranque eligiendo las resistencias de las dos jaulas, la anchura de la abertura de la ranura y la profundidad de la jaula interna. Para dibujar la curva del par-velocidad, teóricamente se consideran las dos jaulas que desarrollan dos pares por separado. El par motor resultante será la adición de estos dos. El par motor entregado es normalmente menor que el par de arranque y la eficacia energética es menor respecto de los motores de jaula simple debido a la alta reactancia que se genera en el arranque y de las pérdidas comparativamente más altas. El deslizamiento será mayor en los rotores de doble jaula que en los de simple jaula debido a la resistencia rotórica más elevada de los primeros. Durante el arranque y puesto que por la jaula periférica circula una gran corriente el motor se calienta rápidamente en cada ciclo de arranque, circunstancia que habrá de tenerse en cuenta para determinar el tipo de motor a utilizar según sean los requerimientos del servicio. Para superar este tipo de inconvenientes se diseñan para usos especiales los rotores en jaula profunda utilizando materiales como latón y selenio para aumentar la resistencia en el arranque y por lo tanto el par de arranque aumentando a su vez el límite térmico admisible en aplicaciones específicas de arranques duros.

CONSIDERACIONES SOBRE LA POTENCIA La potencia nominal es la potencia mecánica disponible en el eje del motor. Para los motores asincrónicos con rotor de jaula de ardilla, refrigeración de superficie y cantidad de polos 2 hasta 8, la potencia nominal está dada por la norma DIN 42673. Según VDE 0530, no se ha previsto que se sobrepase, de una forma permanente, el valor de la potencia nominal. Se admite, sin embargo, una sola vez, una sobrecarga del 150% de la intensidad nominal durante 2 minutos. En el caso de que la sobrecarga sea mayor, por ejemplo durante el arranque, el tiempo tendrá que acortarse correspondientemente. La potencia nominal del motor debe aproximarse lo más posible a la demanda de potencia de la máquina accionada. Si el motor está dimensionado en exceso, resultan las siguientes consecuencias: mayor intensidad de arranque, por lo cual se necesitan mayor tamaño de fusibles y una mayor sección en los conductores, servicio antieconómico, puesto que el factor de potencia y, bajo ciertas circunstancias, el rendimiento a carga parcial es inferior que a plena carga. Entre 3/4 y 4/4 de la carga, varía poco el rendimiento. El motor toma de la red: [email protected]

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Potencia activa:

Potencia aparente:

ó

Potencia reactiva: Intensidad absorbida:

ó

Donde: : Potencia suministrada en el eje en kW : Potencia activa en kW : Potencia aparente en kVA : Potencia reactiva en kVAr

: Tensión de servicio en V : Intensidad en el estator en A : Rendimiento en % : Factor de potencia

VARIACIÓN DE LA TENSIÓN Y DE LA FRECUENCIA DE LA RED Modificación de la tensión sin que varíe la frecuencia: La curva característica del par (de arranque mínimo y máximo) varía aproximadamente con el cuadrado de la tensión. Debido a las modificaciones que sufre la curva característica de momentos, para un valor constante del par resistente, se establece una velocidad distinta y el valor de la corriente varía aproximadamente en forma inversamente proporcional con la tensión. Con desviaciones de hasta ± 5% respecto de la tensión nominal se puede suministrar la potencia nominal. Los valores de sobreelevación de temperatura admisibles, establecidos según VDE 0530, en 10 °K deben ser mantenidos. Variación de la frecuencia manteniendo la tensión constante: Con desviaciones de hasta ± 5% respecto a la frecuencia nominal se puede suministrar la potencia nominal. La velocidad varía aproximadamente en forma proporcional con la frecuencia. Las propiedades de funcionamiento del motor varían en relación inversa a como sucede en caso de producirse un cambio de tensión. Variación simultánea de la tensión y de la frecuencia: Si la tensión y la frecuencia varían aproximadamente en igual proporción, las condiciones magnéticas no variaran. El motor desarrolla, aproximadamente, el par de giro normal.

CRITERIOS DE ELECCIÓN DE UN MOTOR ASINCRÓNICO Para la elección adecuada de un motor han de tenerse en cuenta los siguientes datos:  la carga de trabajo/potencia.  la clase de servicio.  el curso del ciclo de trabajo.  los procesos de arranque, frenado e inversión,  la regulación de la velocidad de rotación, las circunstancias especiales de la red.  la temperatura del medio refrigerante.  la altura de instalación sobre el nivel del mar. [email protected]

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Ejemplo Un MAT de 4 polos, 10 HP, 60 Hz, conectado en estrella a una red de 208 V, desarrolla su par máximo cuando el deslizamiento es del 3,8%. Las impedancias del circuito equivalente son: R1 = 0.33 Ω ; XM = 16 Ω ; X1 = 0.42 Ω ; X2 = 0.42 Ω. Si no se consideran pérdidas mecánicas y eléctricas determinar: a) Valor de R2 b) Deslizamiento máximo, la velocidad a máximo deslizamiento y el par máximo entregado por el motor. c) Par de arranque MA d) Clase de diseño del motor.

En el circuito equivalente de Thevenin los valores Z TH y VTH son:

a) Valor de R2 Despreciando las pérdidas, en el punto de funcionamiento el par motor es el mismo que el par resistente. A plena carga, la potencia del motor es 10 HP y el deslizamiento 3,8 %, la velocidad en este estado es: nn = (1—0,038). 1800 rpm= 1732 rad/min Y el par:

Por otra parte MN es:

Sustituyendo valores y resolviendo en términos de R2/s:

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Operando se obtiene:

Resolviendo la ecuación de segundo grado:

R21 = 0,0067 Ω R22= 0,17 Ω Estas dos soluciones representan dos situaciones diferentes en la curva ParVelocidad. Observando el gráfico, se ve que solamente la solución R2= 0,17 Ω es realista pues la otra señala una localización inestable para velocidades mayores que la nominal.

b) Deslizamiento máximo, la velocidad a máximo deslizamiento y el par máximo entregado por el motor. Deslizamiento máximo

La velocidad a máximo deslizamiento npm = (1—0,190). 1800 rpm= 1457 rad/min El par máximo

c)

Par de arranque MA

Con s=1, el par de arranque es:

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d) Clase de diseño del motor. Para determinar la letra de clase de diseño se debe encontrar los kVA/HP a rotor bloqueado. La manera más fácil de encontrar la corriente (o la corriente de la armadura) es conseguir la impedancia equivalente ZF del circuito del rotor en paralelo con jXM en condiciones de bloqueo.

La impedancia equivalente es:

La tensión de fase es: La corriente IA valdrá:

Entonces, los kVA a rotor bloqueado son:

Los kVA/HP serán:

La clase de diseño para este motor corresponde a la letra D (Rango de 4 a 4,5 kVA/HP)

1.2.5. TIPOS DE SERVICIO (VDE 0530) Los motores descriptos en catálogo, están diseñados y son aptos para servicio continuo S1. Una gran cantidad de motores serán accionados y puestos en marcha bajo condiciones de servicio distintas a las de servicio continuo. Dado que el aprovechamiento de potencia en estos casos difiere mucho de la potencia en servicio continuo, se necesita, para el cálculo y dimensionamiento correcto, una exacta descripción del tipo de Servicio. La cantidad de tipos de servicio posibles es prácticamente ilimitada. Debido a esto la VDE 0530, a fin de facilitar el entendimiento entre el usuario y el fabricante, ha incluido y clasificado todas aquellas posibles variantes en tipos de servicio, en ocho tipos principales. [email protected]

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S1

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S1: Servicio continuo Es la operación a carga constante de suficiente duración para que se alcance el equilibrio térmico. Característica: Definida por la potencia

S2: Servicio de corta duración Es la operación a carga constante durante un tiempo determinado menor que el requerido para alcanzar el equilibrio térmico seguido de una pausa de suficiente duración que permita restablecer la igualdad de temperatura del medio refrigerante con una desviación no mayor a 2K. Característica: Definida por la duración del servicio y la potencia. .ej.S2:20min. 15kW.

S2

S3: Servicio intermitente sin influencia del arranque

S3

Es la operación constituida por una secuencia de ciclos idénticos en que cada uno de ellos incluye un tiempo de operación a carga constante y una pausa, donde la corriente de arranque no influye marcada mente en el calentamiento. Característica: Definida por la duración de la conexión y la duración del ciclo y la potencia. p.ej. 53: 15 min/60 min, 20kW; o definida por la duración relativa de la conexión tr en por ciento y la duración del ciclo. p.ej. 53: 25%,60 min, 20 kW. La indicación de la duración del ciclo puede ser prescindida cuando ésta es de 10 min.

S4: Servicio intermitente con influencia del arranque.

S4

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Es la operación constituida por una secuencia de ciclos idénticos, en que cada uno de ellos incluye un tiempo de arranque, un tiempo de operación a carga constante y una pausa. Característica: Definida por la duración relativa de la conexión en por ciento cantidad de arranque por hora y la potencia. p.ej. 54: 40%, 520 arranques, 30 kW. Adicionalmente se indicarán el momento de inercia y el par resistente durante el arranque.

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S5

S6

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S5: Servicio intermitente con influencia del arranque y del frenado eléctrico Es la operación constituida por una secuencia de ciclos idénticos, en que cada uno de ellos incluye un tiempo de arranque, un tiempo de operación a carga constante, un tiempo de frenado eléctrico rápido y una pausa. Característica: Similar al S4, con el agregado del tipo de frenado. p.ej. 55: 30%, 250 ciclos por hora, frenado por contracorriente, 50 kW. Adicionalmente se indicará el momento de inercia y par resistente durante el arranque y el frenado.

S6: Servicio continuo con carga intermitente. Es la operación constituida por una secuencia de ciclos idénticos, en que cada uno de ellos incluye un tiempo de operación en vacío. No se establece, para este tipo de servicio, ninguna pausa. Característica: similar al S3; p.ej. S6: 30%, 40 min 85 kW.

S7

S7: Servicio ininterrumpido con arranque y frenado eléctrico. Es la operación constituida por una secuencia de ciclos idénticos, en que cada uno de ellos incluye un tiempo de arranque, un tiempo de operación a carga constante y un tiempo de frenado eléctrico rápido. No se establece, para este tipo de servicio, ninguna pausa. Característica: Similar al S5; sin el agregado de tr; p.ej. S7: 12 kW, 500 inversiones de marcha por hora. Adicionalmente se indicará el momento de inercia y par resistente durante el arranque y el frenado.

S8: Servicio ininterrumpido con cambios periódicos de velocidad.

S8

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Es la operación constituida por una secuencia de ciclos idénticos, en que cada uno de ellos incluye un tiempo de operación bajo carga constante a una velocidad determinada, seguido por uno o más tiempos de operación bajo carga constante, de valores distintos entre sr, y que corresponden a otras velocidades de rotación. Característica: y valores adicionales similares al S5 pero considerados para cada velocidad.

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Abreviaturas utilizadas en los diagramas correspondientes a los tipos de servicio: P = Potencia; Pv = Potencia de Pérdidas; n = Velocidad de rotación; ϑ = Temperatura; ϑ máx. = Temperatura máxima; t = Tiempo; tA = Tiempo de arranque; tst = Tiempo de parada; ts = Duración del ciclo; tr = Duración relativa de la conexión; tB = Tiempo de servicio con carga; tBr = Tiempo de frenado; ti = Tiempo de servicio en vacío. Potencia media Una de las desviaciones más frecuentes con respecto a los tipos de servicio definidos por VDE 0530, es que la potencia requerida durante el tiempo de carga no es constante. Debido a ello, la potencia P (Intensidad I, Par M) se puede calcular a través de la potencia media Pmi (Intensidad Imi, Par Mmi). Ella es el valor medio cuadrático de cada una de las cargas. El valor máximo de par que de aquí resulte, no debe superar el 80% del par máximo. Cuanto mayor sea la diferencia entre la mayor potencia necesaria y la menor potencia por encima del Factor 2, mayor será la inexactitud de la potencia media; por eso se deberá calcular con el valor medio de la intensidad. Este cálculo del valor medio en el tipo de servicio S2, no es posible.

Los tipos de servicios S1 hasta S8 cubren muchos de los casos de aplicación que se presentan en la práctica. Si la carga real difiere de la de los tipos de servicio representados, se deberá informar una exacta característica del ciclo de trabajo, o un tipo de servicio, que represente una carga tal, que sea similar a la que se presenta durante el servicio.

SEPARACIÓN POR GRUPOS Para un mejor análisis de los tipos de servicio se los ha dividido en dos grupos: Tipos de servicio. que por encima del servicio continuo S1 permiten un aumento de potencia: S2. S3. S6. Tipos de servicio que por encima del servicio continuo S1 exigen una reducción de potencia: S4. S5. S7. S8.

TIPOS DE SERVICIO S2, S3, S6 Potencia mecánica total (Pmech): Para los tres tipos de servicio S2, S3, S6 la potencia se ve limitada por las siguientes consideraciones según VDE: "Motores polifásicos de inducción deben soportar durante 15s a tensión y frecuencia nominal una sobrecarga de hasta 6 veces el par nominal independientemente del tipo de servicio y su ejecución". Dado que los datos del catálogo consideran una tolerancia del 10% el par máximo MK debe mantener con el nuevo valor máximo de par Mmáx la siguiente relación:

Donde:

: Par máximo de catálogo.

: Par máximo en carga.

Esta condición permite a través de los datos del catálogo formular la Potencia mecánica de la siguiente forma:

Donde: : Potencia mecánica total.

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: Par máximo de catálogo.

: Par nominal.

: Potencia nominal.

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Servicio de corta duración S2: Dado que en el servicio de corta duración el calentamiento en servicio continuo correspondiente a la potencia del motor requerida no será alcanzada y el aumento del calentamiento se ve representado por una función exponencial la potencia térmica máxima en función del tiempo de servicio en carga tB (min) se calcula a través de la siguiente fórmula:

Donde: : Potencia térmica máxima : Constante de tiempo térmica

: Potencia nominal. : Tiempo de servicio con carga : Relación de pérdidas equivalentes vacío/carga

Si la fórmula [2] permite una mayor potencia que la obtenida por la fórmula [1] se puede, por ejemplo, para el caso de los motores Siemens 1 LA tamaño constructivo ≤ 160 a través de un devanado especial, aumentar el par máximo (Mk) quedando fórmula [1] hasta Pmax ≈ 1.5 PN (para aislación clase B) sin efecto; la fórmula (2) queda por lo tanto invariable. La aislación clase F aumenta la potencia nominal en la fórmula [2] en 15% para los motores 1 LA tamaño constructivo ≤ 160; y en un 10% para los motores 1 LA con tamaño constructivo ≥ 180; en la fórmula [1] no tiene ninguna influencia. El tiempo necesario hasta que el motor pueda ser reconectado nuevamente (Enfriamiento hasta 2K sobre temperatura) representa para un aprovechamiento total de Pth aproximadamente once veces la constante de tiempo de calentamiento: tst = 11T. Servicio intermitente sin influencia del arranque S3: Un motor diseñado para servicio continuo y destinado para servicio intermitente puede durante el tiempo de servicio en carga tB<3T, entregar mayor potencia. Para obtener la potencia térmica permisible, deben tenerse en cuenta las elevadas pérdidas durante el servicio y la disipación de calor durante el tiempo de parada tst.

Donde: : Potencia térmica máxima : Potencia nominal. : Relación de entrega de calor refrigerado/no refrigerado

: Duración relativa de la conexión : Relación de pérdidas equivalentes vacío/carga

Si la fórmula [3] permite una mayor potencia que la obtenida por la fórmula [1], por ejemplo, para el caso de motores 1 LA tamaño constructivo ≤ 160 a través de un devanado especial, la fórmula [1] hasta P max ≈ 1.45 PN queda sin efecto. La fórmula [3] queda por lo tanto invariable. La aislación Clase F aumenta la potencia nominal en la fórmula [3] en un 15% para los motores 1 LA. Tamaño constructivo ≤ 160 y un 10% para los motores 1 LA con tamaño constructivo ≥ 180; en la fórmula [1] no tiene ninguna influencia. Dado que la fórmula [3] contempla solamente el calentamiento medio y no el calentamiento máximo en el devanado al final del tiempo de servicio en carga tB, para una duración del ciclo ts > 10 min, se debe consultar al fabricante. Servicio continuo con carga intermitente S6: Al igual que para el servicio S3 en el Servicio S6, también el motor refrigera durante el tiempo de servicio en vacío tL, pero la intensidad de vacío evita el enfriamiento a valores de la temperatura del medio refrigerante. Lo dicho anteriormente se representa por la fórmula siguiente:

Donde: : Potencia térmica máxima

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: Potencia nominal.

: Relación relativa de la conexión

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Dado que el motor en Servicio S6, a través del calentamiento en vacío se aumenta a un nivel de temperatura superior al del medio refrigerante, se puede solamente trabajar con tB < 2T. La fórmula [1] no puede ser utilizada para motores con devanados anormales, dado que un incremento del par máximo (MK) conduciría a un incremento de la intensidad de vacío y por consiguiente a un incremento innecesario de la temperatura. La aislación en clase F, aumenta la potencia en la fórmula [4] para, por ejemplo, motores de la serie 1 LA en aprox. 10%. Al igual que para servicio S3, para una duración del ciclo ts > 10 min se deberá consultar con el fabricante.

TIPOS DE SERVICIO S4, S5, S7, S8 Para el cálculo de estos tipos de servicios se parte de la frecuencia de maniobras en vacío Zo. La cantidad de maniobras permisibles Z puede ser analizada y desarrollada a través de los factores de reducción del momento de inercia, del par resistente y de la carga. Los momentos de inercia externos son contemplados por el Factor de inercia FI de la siguiente manera:

Donde: : Factor de inercia : Momento de inercia del motor : Suma de los momentos de inercia externos Para el caso en que se presenten velocidades de rotación diferentes, los momentos de inercia de las máquinas accionadas deben ser calculados y referidos a la velocidad del motor.

Donde: : Suma de los momentos de inercia externos : Momento de inercia

: Velocidad del motor : Velocidad

El factor del par resistente kr tiene en cuenta durante el tiempo de arranque el par de la carga existente.

Donde: : Factor del par resistente : Par medio del motor durante el arranque

: Par medio de la carga durante el arranque

Para el caso en que se presenten velocidades de rotación diferentes, los pares de la carga de las máquinas accionadas deben ser calculados y referidos a la velocidad del motor:

Donde: : Par medio de la carga durante el arranque : Rendimiento del accionamiento

: Velocidad : Velocidad nominal del motor

El factor de par resistente se debe tener en cuenta solamente para el caso de conexiones en el arranque. En el caso de inversión de marcha, el trabajo de pérdidas en el rotor durante el período de arranque se ve, a través del par de la carga, aumentado; en el período de frenado, por el contrario se ve reducido. Estas influencias prácticamente se anulan, de tal manera que en este caso kr = 1. En el caso que kr < 0,5, se debe consultar al fabricante, dado que debido al calentamiento puede ser permisible un solo arranque. La carga durante la duración del servicio está contemplada por el factor de carga.

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Donde: : Factor de carga : Potencia nominal. : Relación de pérdidas equivalentes vacío/carga

: Potencia absorbida : Duración relativa de la conexión : Relación de entrega de calor refrigerado/no refrigerado

Para curvas características de la carga ya conocidas, una exacta calculación es posible, cuando se pueda reemplazar P/PN por I/IN. Para todas aquellas características con carga variable, se deberá prever un cálculo con Imi/IN reemplazando a Pmi/PN Servicio intermitente con influencia del arranque S4: Debido a que el frenado del motor no afecta al calentamiento del motor, p. ejemplo en el frenado mecánico, la frecuencia de maniobra en vacío Z o se reemplaza por la frecuencia de arranque en vacío, de la siguiente forma: ZA = β. Zo. β depende del tipo de motor. Por ejemplo en los motores Siemens 1 LA con tamaño constructivo ≤ 160, β vale 2,5 y para motores 1 LA con tamaño constructivo ≥180, β vale 2,3. La cantidad máxima de maniobras para el servicio S4 se deduce de la siguiente forma: Donde: : Cantidad máxima de maniobras : Factor de inercia

: Frecuencia de arranques en vacío : Factor de carga

: Factor del par resistente

Servicio intermitente con influencia del arranque y del frenado eléctrico S5: La cantidad máxima de maniobras se calcula de la siguiente forma: Donde: : Cantidad máxima de maniobras : Factor de carga

: Frecuencia de maniobras en vacío

: Factor de inercia

Factor f: Una vez producido el frenado eléctrico por intermedio de un frenado por contracorriente, se establece f = 1. Para un frenado por corriente continua, en los motores 1 LA con tamaño constructivo ≤ 160, f=1,6 Y para los motores 1 LA con tamaño constructivo ≥180, f = 1,2 Servicio ininterrumpido con arranque y frenado eléctrico S7: El tipo de servicio S7 se calcula en forma similar al tipo de servicio S5. Donde: : Cantidad máxima de maniobras : Factor de inercia

: Frecuencia de maniobras en vacío : Factor de carga

El factor de carga kL, para tr= 1 (100%) se reduce a: Donde: : Factor de carga

: Potencia nominal.

: Potencia absorbida

Servicio ininterrumpido con cambios periódicos de velocidad S8: El cálculo de este tipo de servicio es posible solamente bajo consulta específica al fabricante.

1.2.6. CURVAS TÉRMICAS El calentamiento y el enfriamiento de un MAT pueden considerarse como variaciones exponenciales hasta un valor de dos veces la corriente nominal. Una parte del calor generado en los arrollamientos es disipada por el ventilador. El calor generado con la corriente mayor a 2 In se puede considerar una función lineal

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(adiabática) durante el arranque. Este calor no puede ser disipado en los arrollamientos con rapidez, cuando el fenómeno ocurre en ciclos de arranques cortos donde los valores de I n son superiores a 2. Puesto que un motor funciona normalmente a In, excepto durante condiciones anormales o durante el arranque, las características de calentamiento y enfriamiento son relevantes para determinar el funcionamiento de un motor, particularmente cuando se requiere para realizar arranques intermitentes, y ayudan a determinar el tipo de carga, el arranque, las paradas. (Ver curvas (a) y (b) de la figura 1). Las curvas térmicas características también asisten a proporcionar los valores para diseñar una adecuada protección térmica en los motores grandes. Con la ayuda de estas curvas una protección del motor el relé de protección se puede regular para supervisar de cerca las condiciones térmicas que prevalecen dentro de la máquina, proporcionando una alarma o un disparo cuando la temperatura de funcionamiento excede los límites seguros. Para determinar las curvas es esencial conocer el calentamiento y las constantes de tiempo de enfriamiento del motor, datos que son proporcionadas por el fabricante.

Constantes de tiempo: Son los tiempos en los cuales los aumentos o las caídas de temperatura corresponden a 0.632 respecto del valor máximo θm. Las constantes de tiempo están indicadas en la Figura 1 y son proporcionadas por el fabricante de la máquina.

CURVA DE CALENTAMIENTO El crecimiento de la temperatura correspondiente a la corriente nominal de la máquina puede expresarse:

Donde: θC: Crecimiento de la temperatura desde el arranque en frío con temperatura ambiente después de t horas. Si θe, es la temperatura final de la máquina en ° C después del tiempo t y θa la temperatura ambiente en °C entonces: [email protected]

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θM: aumento de temperatura en estado estacionario o máximo valor de temperatura permitida en la máquina bajo operación continua a carga plena en °C. Ejemplo, para un motor de clase de aislación B, funcionando continuamente en con una temperatura ambiente de 45°C. θM = 120 — 45 = 75°C Nota: Para crecimientos intermitentes entre θC y θM son aplicables las curvas (c) y (d) de la figura 1. t: tiempo en horas de calentamiento o de corte del relé térmico. τ: constante de tiempo en horas. En grandes motores es alto y variará de un diseño a otro entre 0,7 a 0,8 horas aproximadamente. El crecimiento de la temperatura está en función de la corriente de operación del motor en proporción cuadrática: Donde: Ir: Corriente del motor en A K: Factor que depende del tipo de relé de protección cuyo valor está dado por el fabricante, habitualmente puede tomarse como 1 a 1,2 I1: corriente real del motor obtenida de las curvas. Para la corriente nominal cuando t = 0

Cuando t= ∞

El crecimiento relativo de la temperatura en un periodo t después que la corriente de operación haya cambiado de I0 I1 es: Si I1 es mayor que el I0, será positiva y sugerirá un crecimiento de la temperatura. Si I1 es menor que I0 sugerirá una reducción de temperatura.

CALENTAMIENTO EXPONENCIAL CON ARRANQUE EN CALIENTE Puede expresarse como: Y en términos de la corriente [email protected]

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Donde: θh: crecimiento de la temperatura de la máquina partiendo en caliente por encima de la temperatura ambiente en °C. Cuando esta cantidad se requiere para supervisar el buen estado de una máquina, por ejemplo, para su protección, puede ser substituida por el k.I2R donde IR es la corriente equivalente máxima con la cual el motor puede funcionar continuamente. Puede también ser considerada como el ajuste real del relé térmico hasta el cual el relé debe seguir siendo inoperante. θ0: temperatura inicial de la máquina sobre la temperatura ambiente, en °C. θ0 = θi — θa Donde θi es la temperatura inicial de la máquina en caliente en °C antes de un recomenzar el ciclo de funcionamiento. I0: corriente inicial de operación del motor. θ 1: temperatura final sobre la temperatura ambiente. I1: corriente real del motor. La ecuación del calentamiento puede escribirse: Para los propósitos de protección, el tiempo t puede ser considerado como el tiempo límite en que la máquina puede operar con la corriente I1, antes del disparo del relé. Por lo tanto t es el tiempo de disparo del relé térmico y puede despejarse de la última expresión:

Entonces:

Con la ayuda de esta ecuación se puede dibujar la curva térmica de una máquina en un gráfico con abscisas y ordenadas logarítmicas para τ y t conocido, t en función de I1/Ir para diversas condiciones de la calentamiento del motor antes de un arranque (Figura 2). El relé de protección se puede calibrar para la curva térmica más apropiada, después de determinar las condiciones de funcionamiento reales del motor. Las ecuaciones son aplicables solamente cuando el motor está caliente o cuando el proceso de enfriamiento real parte de hasta dos veces la corriente nominal. Más allá de esto el calentamiento se puede considerar como adiabático (lineal). Con corrientes de funcionamiento más altas el cociente t/τ disminuye, obviamente es así pues, puesto que el tiempo se reduce agudamente mientras que se eleva la corriente de funcionamiento. Para las corrientes mayores de 2 Ir, las fórmulas antedichas se pueden modificar como se indica a continuación.

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Calentamiento adiabático en un arranque en frio: Calentamiento adiabático en un arranque en caliente: Y en términos de corrientes

CURVA DE ENFRIAMIENTO La caída de la temperatura en términos de tiempo, después de que la corriente del motor se reduzca a cero, se puede expresar como: Donde: τ’: constante de tiempo de enfriamiento en horas. Es más alta que la constante de tiempo τ de calentamiento. Cuando la máquina se detiene, su sistema de enfriamiento también deja de funcionar, a excepción del enfriamiento natural por radiación y la convección. La máquina por lo tanto tarda un tiempo más largo para refrescarse que para calentarse.

TENDIDO DE LAS CURVAS TÉRMICAS Pueden calcularse para la temperatura en función del tiempo o en función de la corriente dependiendo de la calibración del dispositivo de protección. Tendido para motor en frío a) Para I1 ≤ 200% Ir

También:

b) Para I1 > 200% Ir

Donde θm y τ son parámetros cuyos valores son provistos por el fabricante del motor. Ajustes por condiciones térmicas θC/θm en función de t/τ para diferentes cocientes de I1/Ir ≤ 200% (Figura 3a). Para I1/Ir > 200% ver Figura 3b. El tiempo t, puede calcularse para diferentes corrientes del motor conocidos θm y τ. Ajustes por sobrecargas I1/Ir en función de t/τ para diferentes cocientes de θC/θm (Figura 4a) para I1/Ir ≤ 200%. Para I1/Ir > 200% ver Figura 4b. El tiempo t, puede calcularse para diferentes sobrecargas del motor conocidos Ir y τ. Ejemplo En un motor con clase de aislación B, operando a una temperatura ambiente de 45°C y que tiene como protección un relé calibrado al 10% sobre la temperatura admisible, calcular el tiempo de actuación del relé.

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Luego

Y el tiempo de actuación del relé, considerando τ=1,5, será:

Tendido para motor en caliente Se pueden tender curvas similares a las de condiciones en caliente para la condición en frío asumiendo θ0=θm fijando I2 — t y θ — t, se obtienen curvas térmicas de tal manera que puede regularse el relé de protección.

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Ejemplo Un motor admite una temperatura final de 130°C. Si el motor de clase de aislamiento B y la temperatura ambiente es 50°C, se tiene:

Luego

Refiriendo a la Figura 3a, el relé regulado para una sobrecarga sea del 150%, si τ se toma como 1.5 horas, disparará alrededor de: 0.60 x 1.5 horas, es decir cerca de 54 minutos, en vista del valor medio interpolado de t/τ= 0.60, para θ0/θm = 114%. Se debe observar que al necesitar interpolar se cometen errores por tal motivo es recomendable el tendido de curvas térmicas para mayor cantidad de valores de θ0/θm.

RESPUESTA TÉRMICA DEL MOTOR ANTE CARGAS INTERMITENTES Considerando que un motor se energice en cada ciclo de arranque con cargas variables, en cada ciclo le temperatura será proporcional al cuadrado de la corriente de carga, si no se consideran las pérdidas mecánicas, la potencia equivalente es:

Y el par:

La potencia del motor es:

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Con ciclos de carga intermitentes, la temperatura del motor ascenderá y descenderá según los valores de carga de cada ciclo. Tomando entonces el tiempo total de servicio la Potencia equivalente será en este caso:

Dependiendo de los ciclos de carga, es posible, como se indica en la figura, que un motor seleccionado para una potencia mayor (10 kW) sea exigido par entrega menor potencia (7,5 kW). [email protected]

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1.2.7. PROTECCIÓN DEL MOTOR Los fusibles no constituyen una protección para el motor, puesto que solamente actúan en caso de cortocircuito. El calentamiento inadmisible del motor, por una sobrecarga o por falta de una fase de la red, será impedido con la utilización de un guardamotor. La intensidad nominal a la que habrá que ajustar el disparador térmico de sobreintensidad (disparador bimetálico) está indicada en placa característica del motor. Los motores trifásicos pueden equiparse también con sondas térmicas (termistores) que actúan en caso de calentamiento inadmisible del devanado. Estos son especialmente recomendados en aquellos motores con tipo de servicio con arranque pesado y riesgo de una refrigeración reducida o no adecuada. [email protected]

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PROTECCIÓN CON TERMISTORES El termistor es un elemento semiconductor que aumenta su resistencia bruscamente a una determinada temperatura. Aprovechando esta propiedad, se introducen 3 termistores (uno por fase) en el devanado del motor y se conecta en serie con un relé que actúa sobre el circuito de comando del interruptor del motor. Si se desea que previamente a la desconexión del motor actúe una alarma, se colocarán otras tres sondas más en el devanado. Para la selección de la temperatura de reacción del sistema de protección (NAT) se deben tener en cuenta los siguientes factores:  Tamaño del motor.  Tipo de refrigeración (de superficie o interior).  Temperatura del medio refrigerante.  Lugar y tipo de montaje de los sensores, dentro del devanado.  Tolerancias de reacción de todo el sistema de protección.  Constante de tiempo de calentamiento de los bobinados. Si para un motor no se tienen todos los datos para el cálculo de su temperatura NAT se puede utilizar, como primera aproximación, la tabla de Temperatura NAT en la que se exige al máximo la aislación. Si se desea dejar un margen de seguridad se tomará una temperatura NAT menor, lo que equivale a elegir un sensor de menor temperatura de reacción. Lo descripto para los devanados puede tener validez para cualquier otra parte mecánica del motor (por ej.: control de temperatura de los cojinetes). En motores con refrigeración interior se deberá elegir una temperatura NAT 10°C menor. La temperatura NAT del sensor será la ideal cuando produzca la reacción del equipo protector en el momento en que la temperatura media del bobinado supere en 10°C la temperatura de régimen.

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1.3.

EL MAT EN SERVICIO

RUIDOS El sonido que percibe el oído humano está compuesto por una serie de fluctuaciones de presión de aire con frecuencias e intensidades muy variadas. Estas presiones alternadas o fluctuantes, llamada presión sonora, se encuentra ubicada dentro del rango de audición, entre los 16 y 20.000 Hz (entre el umbral de la presión audible 2.105 N/m2 y la presión límite que causa dolor 2.10 N/m2, ambas referidas al 1000 Hz). Con el fin de poder representar este rango tan amplio de presión sonora con valores numéricos comprensibles, los valores absolutos son reemplazados por la expresión potencial de una serie numérica expresada por la base: . Para una identificación precisa, el exponente ha sido definido como Bel (B). Una subdivisión más fina de la presión sonora se realiza dividiendo al Bel en 10 pasos: 1 Bel = 10 dB (Decibel). Nivel de presión sonora Lp: El valor efectivo de la presión sonora fluctuante sirve para indicar la magnitud del efecto sonoro. Dondequiera que se hable sobre "presión sonora", se refiere siempre al valor efectivo de la presión sonora. El nivel de presión sonora está dado por:

Donde: : Nivel de presión sonora en dB

: Presión sonora en N/m2

Una diferencia de 1 dB en el nivel de presión sonora es prácticamente imperceptible; una diferencia de 10dB representa aproximadamente el doble o la mitad del nivel sonoro. Nivel de presión sonora LpA en dB: El oído humano no distingue de la misma forma tonos que tengan distintas frecuencias pero igual nivel de presión sonora. Por tal motivo, los valores medidos son evaluados por medio de una curva filtro en concordancia con la norma DIN 45633. Nivel de presión sonora LpB en dB de la superficie de medida: Es el valor medio del Nivel de presión sonora medido en varios puntos sobre una superficie S y a una distancia de 1 m. Nivel de potencia sonora LWA: Para poder analizar los ruidos de motores de tamaños y tipos de construcción distintas, se utiliza la potencia sonora W; que es independiente de la distancia existente a la fuente sonora:

Donde: : Potencia sonora en W : Área envolvente en metros alrededor de la fuente sonora a la distancia en la cual fue medida. : Densidad específica del aire en kg/m3 : Velocidad del sonido en m/s.

La potencia sonora ha sido normalizada a una potencia denominada W o. Esta es la potencia de la presión sonora en el umbral de la presión audible po con una superficie de medida So = 1 m2.

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Donde: : Potencia sonora normalizada en W 3 : Densidad específica del aire en kg/m .

: Umbral de la presión audible. : Velocidad del sonido en m/s.

: Área envolvente de 1 metro cuadrado.

De esta manera, el nivel de potencia sonora LWA puede ser calculada a través del nivel de presión sonora: Donde:

Valores límites de los niveles de ruido para máquinas eléctricas: Estos están contemplados en la norma VDE 0530, Parte 1.

VIBRACIONES El grado de vibración es el valor cuadrático medio (valor efectivo) de la velocidad de vibración (rango de frecuencia desde 10 hasta 10.000 Hz). El grado de vibración se mide con instrumentos de medición eléctricos según Norma DIN 45666. Valores límites recomendados de velocidad de vibración (únicamente como valores "indicativos") de acuerdo a la norma DIN ISO 2373.

Observaciones: 1. Fabricantes y usuarios deberán tener en cuenta que los valores medidos pueden tener una desviación de + 10% respecto de los valores reales. 2. Los valores límites N recomendados son válidos para máquinas eléctricas normalizadas, salvo expresa indicación en contrario. 3. Un motor correctamente balanceado, con valores de velocidad de vibración comprendidos dentro de los marcados en la tabla correspondiente, puede mostrar, en condiciones normales de servicio, una indicación sensible de vibraciones, cuyas causas pueden ser las siguientes: Bases y fundaciones, no aptas; reacciones por parte de la máquina accionada, etc. Las vibraciones pueden ser también originadas por los elementos de transmisión si la frecuencia propia de ellos es cercana a los valores de frecuencia originadas por el desbalanceo residual de las partes rotantes del motor. En estos casos, no solamente el motor, sino los elementos individuales del equipamiento deben ser controlados.

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Recorrido de la amplitud de vibración: La indicación del recorrido de la amplitud de vibración es válida solamente si está relacionada con la frecuencia. Para vibraciones sinusoidales y valores de frecuencia conocidos, el recorrido de la amplitud de vibración S, se define como:

Donde: : Recorrido de la amplitud de vibración en μm : Velocidad de vibración en 1/mms : Velocidad de rotación del motor en rpm

CORRECCIÓN DEL FACTOR DE POTENCIA La potencia aparente que toman de la red los motores eléctricos asincrónicos está compuesta por una parte activa y una parte reactiva. La potencia activa (reducidas las pérdidas eléctricas) se transforma en el motor, en potencia mecánica aprovechable en el eje; la potencia reactiva es utilizada para crear el campo magnético, o sea, “magnetizar" el motor. La relación entre la potencia activa y la potencia reactiva está expresada por el factor de potencia Cos ϕ. Para lograr una mejora del factor de potencia, se hace uso de la posibilidad de compensar la potencia reactiva de magnetización, en el lugar de emplazamiento, por medio de capacitores. Debido a ello, los generadores, las líneas de transmisión, y los transformadores de distribución quedan liberados de la generación y transmisión de potencia reactiva; asimismo, se mejora el comportamiento de la tensión de red y aumenta la disponibilidad para transmitir potencia activa. Se puede realizar la siguiente distinción entre los métodos de compensación. Compensación individual: En el caso de compensación individual el capacitor estará al lado del motor a compensar y será conectado y desconectado con él en forma conjunta. Compensación en grupos y centralizada: En el caso de compensación en grupos, la corrección del factor de potencia de varios motores se realiza a través de un único capacitor conectado a ellos. Con ello logramos un mejor aprovechamiento de la potencia del capacitor conectado. La compensación en grupos es muy ventajosa cuando es utilizada en una instalación donde hay muchos motores de pequeña potencia y también en motores instalados que no realizan una prestación continua. [email protected]

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En el caso de una compensación centralizada, los requerimientos de la potencia reactiva están cubiertos por un banco central de capacitores. Este a su vez, está subdividido en varios grupos. Según la demanda de potencia reactiva, estos grupos podrán ser conectados o desconectados en forma manual o automática. Dimensionamiento de los capacitores para compensación individual: Para prevenir una sobrecompensación y a su vez el peligro de una autoexcitación, después de que el motor haya sido desconectado, normalmente se compensa aproximadamente el 90% de la potencia reactiva de vacío. Los capacitores deben ser conectados directamente a los terminales del motor U1, U2 y U3.

ELEMENTOS DE TRANSMISIÓN MECÁNICA La superficie sobre la cual la máquina es montada, debe estar perfectamente nivelada y las partes a ser colocadas en los ejes, perfectamente balanceadas para asegurar un funcionamiento silencioso y sin vibraciones. Si la máquina estuviese anclada a una base que no estuviese bien nivelada, sus partes individuales estarían sujetas a solicitaciones mecánicas extremas, produciendo una marcha ruidosa y daño a los cojinetes. Antes de la puesta en servicio de la máquina, se debe retirar la sujeción de transporte, que es la que fija el rotor. Esta sujeción comprende un tubo de metal colocado en el eje y fijo al mismo en su extremo por un disco-tapa y un bulón hexagonal, evitando el desplazamiento axial del rotor y el deterioro de los cojinetes durante el transporte. Se suministra en motores de grandes potencias. Acoplamientos: En la mayoría de los casos, la máquina de impulso y la máquina impulsada están acopladas directamente. La clase de acoplamiento empleado tiene gran importancia para las solicitaciones en los cojinetes y para una marcha suave de la máquina. Por lo general, los cojinetes de deslizamiento tienen un juego mayor que los de rodamiento. Por esta razón, no es admisible el acoplar rígidamente una máquina equipada con cojinetes de rodamiento a otra con cojinetes de deslizamiento; en este caso es necesario utilizar un acoplamiento elástico o para 3000 r. p. m. flexible. Tampoco deben acoplarse rígidamente entre sí máquinas con cojinetes de rodamiento, puesto que resulta prácticamente imposible alinearlas con la necesaria exactitud. Por ello, es preciso emplear:  Acoplamiento rígido entre dos máquinas con cojinetes de deslizamiento exactamente alineadas.  Acoplamiento elástico o flexible entre dos máquinas con cojinetes de rodamiento o entre una máquina con cojinete de rodamiento y otra con cojinete de deslizamiento. La figura 1 muestra uniones correctas, posibles y falsas entre ejes, para las distintas clases de apoyos. A continuación se va a hacer referencia a la diferencia básica entre el funcionamiento de acoplamientos elásticos y flexibles. Un acoplamiento es elástico cuando los dos ejes acoplados pueden realizar una torsión elástica entre sí (acoplamientos de bulones y muelles de goma). Los acoplamientos elásticos se utilizan cuando debe amortiguarse la transmisión con pares de giro bruscos. Un acoplamiento es flexible cuando puede compensar pequeñas desviaciones angulares de los ejes o ligeras variaciones de los mismos en el sentido de la altura o laterales (acoplamientos dentados). En toda clase [email protected]

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de acoplamiento, los ejes deben alinearse con todo esmero. Además, habrá que tener en cuenta el juego axial de los ejes, que puede variar por calentamiento durante el servicio. Al montar los acoplamientos, poleas y piñones debe evitarse toda presión axial, utilizando útiles apropiados de montaje. Puesto que los semi acoplamientos ocupan casi por completo los extremos de eje, apenas si se puede emplear un nivel para la alineación; lo más idóneo para ello es un dispositivo según la figura 2. Las dos mitades del útil se montan en los ejes alineados a ojo, y se ajustan de modo que quede el mínimo espacio entre sus puntas (fig. 3). Si a continuación se hacen girar ambos ejes no deberá variar la distancia axial de una punta a otra, pues sólo entonces estarán paralelos los ejes. Además, al girar ambas puntas deberán permanecer perfectamente enfrentadas, ya que, en otro caso, los ejes no estarían situados en línea recta. Sólo cuando la posición mutua de las puntas permanezca inalterable durante una vuelta completa, se habrá alcanzado la posición correcta de los ejes. Dado que los ejes de las máquinas con cojinetes deslizantes tienen un juego axial, las puntas pueden desplazarse axialmente entre sí. Esto se evita presionando una punta de acero sobre el centro del extremo del eje situado en el lado opuesto al accionamiento, fijándolo con una abrazadera al escudo del cojinete. En acoplamientos elásticos se puede conseguir una seguridad adicional para el montaje correcto, midiendo con una galga el espacio necesario entre ambos semi acoplamientos al girar el eje. Todavía mejor será equipar ambos ejes con un dispositivo de dos relojes de medida en dirección axial y radial (figura 4). Por medio de los dos relojes milimétricos se determinarán las desviaciones durante una vuelta completa. El desplazamiento de los centros de los ejes no debe ser superior a 0,03 mm. De igual modo, la distancia entre los semi acoplamientos, medida cuatro veces sobre el perímetro, debe presentar diferencias máximas de 0,03 mm. En acoplamientos rígidos, ambas mitades deben estar pegando en cualquiera de las posiciones. Únicamente después de una perfecta alineación puede procederse al recubrimiento con cemento de los apoyos, atornillar fuertemente las máquinas y apretar los acoplamientos. En caso de que los motores estén previstos para acoplamiento directo o acciona miento de ruedas dentadas, las patas de la carcasa se enclavijarán a la base. Para el acoplamiento de motores a máquinas de pistón o émbolo, por ejemplo motores diesel, se recomienda el uso de acoplamientos elásticos y de buen cierre, especiales. Para el acoplamiento, ambas máquinas deben estar perfectamente alineadas. Los ejes deben enfrentarse, estar perfectamente en línea y sus centros deben ser coincidentes. Si no se toma la debida precaución en el correcto alineamiento, en la mayoría de los tipos de accionamiento, esto causaría solicitaciones extremas en los cojinetes, provocando una marcha ruidosa y produciendo no sólo el deterioro de los cojinetes, sino también de los elementos de transmisión. Esto es aplicable, también a acoplamientos del tipo elástico. En la práctica se utilizan acoplamientos flexibles, los cuales pueden ser torsionalmente rígidos o torsionalmente elásticos. Los acoplamientos torsionalmente elásticos, juntamente con las dos masas rotantes que vinculan, forman un sistema resonante con una frecuencia natural definida. Donde la presencia de impulsos se hace periódica se debe tener [email protected]

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especial cuidado en controlar que la frecuencia de impulsos no coincida con la frecuencia natural, dado que en estado de resonancia, en el sistema se harán presentes vibraciones con amplitudes de onda muy grandes y solicitaciones mecánicas muy severas. Acoplamientos más blandos hacen que la frecuencia natural sea baja y los rígidos, la elevan. Acoplamientos de arranque: Para aquellas condiciones y/o requerimientos de accionamiento, especialmente en conexión directa y acoplamiento directo, en donde, con elementos simples, los mismos no pueden ser cumplimentados, se ha creado el acoplamiento de arranque. El acoplamiento de arranque permite también la conexión en directo de motores con elevado momento de inercia. Esto se debe a que el tiempo de arranque del motor se encuentra apenas por encima del tiempo de arranque en vacío y debido a ello una permanencia prolongada de la intensidad de arranque, puede ser evitada. Este acoplamiento evita que en el motor se desarrolle una elevada temperatura durante el arranque y por ende no es necesario el sobredimensionamiento del motor. A la vez, evita los problemas en la red, debido a las caídas de tensión prolongadas. El par transmitido a la máquina accionada alcanza su valor máximo recién cuando ha sido alcanzada su velocidad de régimen. A través de ello se protege a la máquina accionada durante el arranque y sirve como protección contra sobrecarga para el motor en servicio. Acoplamientos electromagnéticos: Para la puesta en marcha de motores cuyo acoplamiento o desacoplamiento deba producirse por control remoto, pueden ser utilizados los acoplamientos electromagnéticos. Existen ejecuciones tales como los frenos y embragues electromagnéticos, que pueden ajustarse a cada necesidad. Este tipo de acoplamiento se destaca a través de las siguientes características:  Elevada cantidad de maniobras.  Influye en la regulación de tiempos de aceleración y desconexión.  Separación simple entre el motor y el accionamiento. Transmisión por correas: En caso de que el accionamiento se haga por correas, la máquina tiene que estar montada sobre rieles tensores o sobre una base desplazable, con el fin de poder ajustar la tensión correcta de las correas y de retensarlas cuando sea preciso. Si las correas se tensan demasiado, se ponen en peligro los rodamientos y el eje; por el contrario, si la tensión es demasiado chica, resbalan las correas. Se colocarán tensores para el accionamiento por correas trapezoidales de tal manera que la distancia entre poleas se pueda variar y resulte posible colocar las correas sin estar sometidas a tensión. Las correas deberán ser tensadas en tal medida que no tengan flecha y no golpeen durante el servicio. Determinación de la polea: En la mayoría de los catálogos se hace referencia a las poleas normales. En el caso de que éstas no puedan ser utilizadas, se dimensionarán las poleas de tal manera que no sobrepasen los valores admisibles de las fuerzas que actúan sobre el extremo del eje de la máquina eléctrica. En los accionamientos por correas la fuerza radial aplicada depende de la tracción de la correa y de la tensión que ésta ejerce. En los diagramas representativos de la fuerza radial, así como también las tablas indicativas, se representa la fuerza radial Fa admisible en dependencia de la medida X. Con X se representa la distancia existente entre la mitad de la polea y el extremo inferior del muñón del eje. Si el acciona miento se lleva a cabo con correas planas, la medida e debe proyectarse de tal forma que la polea no roce con el escudo porta-cojinetes. Si la transmisión se efectúa con correas trapezoidales, resultará, por regla general, e = 0. Con vistas al funcionamiento correcto de la transmisión, el ancho de la polea no debe ser mayor que el doble de la longitud del eje. Los diagramas representativos de la fuerza radial rigen para el lado accionamiento, con un par de hasta 687 Nm efectuando la tracción de la correa en cualquier dirección y con un par motor superior a 687 Nm, para una tracción de la correa dirigida en sentido horizontal. [email protected]

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Las dimensiones de las poleas se determinan de acuerdo a la potencia a transmitir, la clase de correa utilizada y la relación de transmisión que se pretende conseguir. Si fuese preciso, se deberá consultar a la empresa que le suministre las correas. Para la polea, el cálculo se puede realizar de la siguiente manera:

Donde: : Fuerza radial en N : Potencia nominal del motor en kW : Velocidad de rotación del motor en rpm : Diámetro de la polea a emplear en mm : Factor de tensión previa de la correa; este factor responde a los siguientes valores aproximados: c ≈ 2 para correas de cuero planas con rodillo tensor c ≈ 2,0 hasta 2,5 para correas trapezoidales aptas para distintos tipos de carga y correas de adhesión especiales.

Los valores garantizados, deben ser consultados con la firma proveedora de las correas. El valor calculado para FQ puede ser verificado por medio de los diagramas correspondientes, no debiendo dicho valor sobrepasar el valor de Fa que figura en el diagrama de X. Cuando la fuerza radial calculada sea superior a la admisible, y eligiendo otra correa sometida a otra tensión previa, no se consiga modificar en forma sustancial el valor calculado, habrá que elegir otra polea de diámetro superior. El peso de la polea debe ser sumado a la fuerza radial. Al elegir las poleas, habrá que observar que la solicitación del material quede comprendida dentro del límite admisible, y que se pueda transmitir la potencia bajo una tensión previa normal de la correa. En la tabla figuran los diámetros máximos admisibles de poleas de fundición. Para diámetros mayores a los indicados se deberán emplear poleas de acero. La tabla indica, al mismo tiempo, aquellos diámetros para los cuales la velocidad de las correas planas de cuero, de calidad mediana, resulta más favorable. Si se emplean correas trapezoidales, la velocidad más favorable de la correa es menor, lo que se consigue reduciendo el diámetro en un 20%. Si se utilizan correas de adhesión especiales, por ser mayor la velocidad admisible de la correa, se pueden aumentar, aproximadamente en un 20%, los diámetros que figuran en la tabla, debiéndose emplear, sin embargo, poleas de acero. La distancia entre ejes de las dos poleas se fijará en concordancia con las indicaciones del fabricante de correas y de poleas. En lugares expuestos a peligro de explosión, solamente podrán utilizarse correas en las que sea imposible que se originen cargas electrostáticas. Accionamiento por ruedas dentadas: Si la transmisión se realiza mediante ruedas dentadas, habrá que observar que los ejes de las dos máquinas sean paralelos entre sí y que sean exactamente circulares las marchas del piñón y de la corona. Los dientes del piñón no deberán atascarse en ninguna posición de la corona, puesto que de lo contrario se someterían los rodamientos a una solicitación inadmisible, motivándose además vibraciones, trepidaciones y ruidos molestos. Para comprobar el buen ajuste, se coloca entre el piñón y la corona una tira de papel del mismo ancho que el piñón. Al girar, se marcan sobre la tira de papel los puntos en los que el ataque es defectuoso. La comprobación se extenderá a todos los dientes de la corona. Según sea el resultado conseguido, se alineará cuidadosamente la máquina y se repetirá la comprobación hasta que se haya conseguido un ataque uniforme en todos los dientes. Colocación de los elementos de transmisión: Acoplamientos, embragues, piñones, poleas, etc., deben ser cuidadosamente colocados por medio de herramientas especiales. Para ello, en casi todas las máquinas, los ejes poseen en su extremo, un agujero roscado (según DIN 332 hoja 2). Estas herramientas normalmente

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también son utilizadas en la extracción de los elementos. Los golpes dañan los rodamientos y por ende es importante que sean evitados.

APOYOS PARA MÁQUINAS Apoyos fijos: Los apoyos de máquinas pesadas, con aberturas para canalizaciones de ventilación y tendido de cables, han de ser construidos según el plano concreto de una firma constructora. El armazón del apoyo deberá ser de hormigón, si así se especifica en el correspondiente plano. En caso de que el motor vaya provisto de una bancada, deberá ir sobre bloques de cimientos o placas base. Los motores con poleas es recomendable montarlos sobre carriles de tensado, a fin de poder realizar el tensado de las correas. En la excavación del apoyo debe profundizarse hasta encontrar terreno firme, y el zócalo debe sobresalir unos 20 cm sobre el pasillo de la sala de máquinas, con el fin de proteger el motor contra salpicaduras de agua y otros desperfectos. La altura del pasillo dependerá también de la disposición de las correas o la situación de la máquina a accionar. Los orificios para los bloques de cimientos o los pernos de fijación deberán evitarse en todo caso. Una vez alineada la máquina exactamente en el apoyo por medio de cuñas de hierro, se vierte mortero de cemento muy fluido, con objeto de rellenar todos los huecos entre la base de apoyo y el cimiento. El aprovechamiento total de la superficie de apoyo así conseguida reduce la presión por unidad de superficie y asegura la máquina contra posibles desplazamientos. Al colocar una bancada sobre el apoyo hay que lograr, mediante placas de compensación, un contacto adecuado entre el apoyo y la bancada. Apoyos elásticos: En este caso, en lugar de la unión rígida entre la máquina y el apoyo, entra en consideración una base elástica, que se encarga de reducir la transmisión de vibraciones y ruidos. H ay que distinguir entre:  Amortiguaciones por materiales elásticos, en las que se aprovechan las propiedades elásticas del material; p. e., felpudos de fieltro, placas de corcho y caucho, topes de caucho con suplementos metálicos (caucho armado).  Amortiguaciones por muelle, en las que las propiedades elásticas se ponen de manifiesto merced a la configuración de los elementos de fijación; p. e., cuerpos elásticos con muelles de acero incorporados (cilíndricos en espiral o helicoidales, conocidos con el nombre de conjuntos elásticos, juegos o aisladores elásticos), los cuales se utilizan con fuerza inicial o sin ella. Con las amortiguaciones por muelle se domina toda la gama posible de frecuencias, son apropiadas principalmente para la eliminación de vibraciones en la zona de frecuencias perturbadoras bajas, mientras que las amortiguaciones por materiales se aplican especialmente en el margen de frecuencias altas.

EMPLAZAMIENTO Antes de proceder al emplazamiento hay que comprobar si la máquina está en orden mecánicamente o si no ha sufrido daños durante el transporte, además de determinar, mediante la placa de características, si es correcta la tensión, la clase de corriente y la frecuencia. Es importante que el motor asiente sin producir vibraciones, que sus aberturas de ventilación queden libres y que su eje no esté sometido a presiones axiales exteriores inadmisibles, p. e., por un tornillo sin fin. Es preciso comprobar, además, que la parte de la máquina -a acoplar está equilibrada. La polea, semi acoplamientos y ruedas dentadas se calarán sobre el extremo del eje del motor por medio de un dispositivo de calado. También para sacar las poleas, etc., se utilizarán dispositivos extractores especiales.

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Un motor de accionamiento por correa ha de alinearse antes de fijar los carriles de tensado. Se le atornilla a los carriles todavía no fijos al apoyo y luego se le alinea. Los carriles tensores se llevan a la posición central por medio de la aplicación de cuñas. Sólo se utilizan cuñas de hierro, ya que las de madera se laceran fácilmente y luego al echar agua se hinchan. A continuación, se alinea el eje del motor con el árbol de transmisión y la polea con la contra polea. Ambos ejes deben ir paralelos y las caras centrales de ambas poleas habrán de coincidir. La posición exacta de los ejes se logra, cuando las superficies de las llantas de ambas poleas, por lo general iguales en anchura, son paralelas. Si se unen dos puntos simétricos de cada una de las llantas de polea, deberá resultar una línea recta. Esto se puede comprobar de la forma siguiente: Se sujeta una cuerda al canto más alejado de la contra polea y el otro extremo se aproxima lentamente, desde fuera, hacia la polea del motor. De esta forma se verá cuál de los tres puntos restantes se acerca antes a la cuerda. Si es necesario, se desplazará el motor de tal forma que ambos puntos de contacto de la polea toquen al mismo tiempo la cuerda junto con el tercer punto de la contra polea. Después de conseguido esto se puede decir que los ejes son paralelos. Puesto que al ajustar las correas pueden desplazarse los carriles de tensado de su posición horizontal, habrá que hacer de nuevo una comprobación con el nivel. Sólo después de superadas simultáneamente estas tres pruebas - las dos posiciones del nivel y la prueba de la cuerda – se puede fijar con cemento el apoyo. Las correas de accionamiento no deben tensarse excesivamente, para evitar un calentamiento excesivo de los cojinetes y su desgaste prematuro. Estando las máquinas acopladas, los ejes no sólo deben ser paralelos, sino que además irán alineados de modo que sus ejes tengan igual alineación.

PUESTA EN MARCHA Antes del primer arranque, después del montaje (o tras un largo período de parada) se limpiará escrupulosamente la máquina y se eliminará la protección antioxidante. Los cojinetes de deslizamiento, que no llevan aceite alguno durante el transporte, se llenarán hasta la marca del nivelo hasta rebosar, con el aceite prescrito; en esta operación no deberá, en ningún caso, quedar aceite en los devanados, pues en caso contrario peligraría su aislamiento. Se cuidará que los anillos de engrase puedan moverse libremente. En motores con rotor de anillos rozantes, las escobillas habrán de apoyar con la presión prescrita y moverse dentro de su porta escobillas. La presión de las escobillas viene a ser de 1,8 a 2 N/cm2, según el tipo. Se observarán exactamente y se conservarán con sumo cuidado las prescripciones de servicio correspondientes a la máquina. El conexionado eléctrico se realizará de acuerdo con el correspondiente esquema. A continuación, se procederá a medir la resistencia eléctrica de aislamiento de los devanados de la máquina y la de las acometidas respecto al núcleo y a tierra. En ningún caso se podrá renunciar a estas mediciones, si la máquina ha estado almacenada o fuera de servicio durante mucho tiempo.

RESISTENCIA DE AISLAMIENTO La resistencia de aislamiento de un devanado depende de la temperatura, la humedad y el grado de suciedad. Además, depende del valor de la tensión y del tiempo de medición. Para evitar averías en los devanados, se habrá de elegir la tensión de comprobación correcta. Esto hay que tenerlo especialmente en cuenta en devanados de baja tensión y en caso de bobinas húmedas y con suciedad. Los valores mínimos de la resistencia de aislamiento, para un tiempo de comprobación de 1 min, son: [email protected]

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Donde: : Tensión nominal del devanado en V.

: Resistencia de aislamiento

Por ejemplo: para una tensión de servicio de 220 V la Resistencia de Aislamiento es Raisl = 220 000 Ω

Donde: : Tensión nominal del devanado en V. : Diámetro del rotor de la máquina.

: Resistencia de aislamiento.

Por ejemplo: para una tensión de servicio de 3000 V y un diámetro de rotor de 1 metro la Resistencia de Aislamiento es Raisl = 3 MΩ La temperatura de referencia para medir las resistencias de aislamiento es de 75 °C. A ser posible, antes de proceder a la medida se pondrán los devanados a esta temperatura; en todo caso, la temperatura de la bobina no deberá ser inferior a 50 °C. Si no se puede medir la resistencia de aislamiento a 75 °C, sino a una temperatura distinta, como valor mínimo admisible para la temperatura de aislamiento rige el valor calculado de acuerdo con las fórmulas, multiplicado por el factor K obtenido de la curva del factor K. Cuando la resistencia de aislamiento medida no alcance el valor mínimo necesario, hay que proceder al secado de la bobina.

SECADO Los motores con rotor de jaula pueden secarse mediante corriente continua (conmutatriz para soldadura) o también con corriente alterna. Para ello, se comenzará con la mitad de la intensidad de servicio, vigilando permanentemente la intensidad del devanado. Una buena ventilación forzada de los canales del motor se encargará de que pueda salir de la máquina la posible humedad. Esto se logra, por ejemplo, quitando la tapa de cierre de los escudos o de la caja de bornes. Los motores con rotor de anillos rozantes únicamente deben secarse con corriente continua (conmutatriz para soldadura), alimentando el devanado estatórico y rotórico. Cuando se use corriente trifásica se corre el peligro de que, debido a un calentamiento excesivo, el zunchado de las cabezas de las bobinas del rotor, totalmente frenado, sufra desperfectos. Si no existiera fuente alguna de corriente continua, puede secarse la máquina por medio de resistencias calefactoras, dentro de un recinto cerrado o bajo cubierta. El proceso de secado se prolongará hasta alcanzar la necesaria resistencia en seco.

ARRANQUE El interruptor de red de motores con rotor de anillos rozantes únicamente debe conectarse estando aplicadas las escobillas y con el arrancador en la posición cero. Los motores con rotor de anillos rozantes para el arranque, dispositivo de cortocircuito y levanta-escobillas no deben trabajar con escobillas aplicadas permanentemente. Una vez acabado el período de aceleración se levantarán las escobillas. La mayoría de los motores con rotor de jaula son idóneos para conexión directa. En caso de conexión estrella-triángulo no se podrá conmutar a triángulo hasta que el motor no se haya acelerado en conexión estrella a plena velocidad.

PARADA [email protected]

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Al parar los motores con rotor de anillos rozantes es preciso desconectar primero el interruptor de red, luego se llevará de nuevo el dispositivo de cortocircuito y levanta-escobillas a la posición inicial y el arrancador a la posición cero.

SENTIDO DE GIRO Normalmente los motores trabajan en el sentido de giro prescrito por las normas VDE 0530, es decir, hacia la izquierda, vista la máquina .desde la parte de accionamiento. Cuando en el pedido se exige un determinado sentido de giro, los motores funcionarán en este sentido cuando sus bornes, en el orden U, V, W, se conecten a la red en la sucesión R, S, T. El sentido de giro puede invertirse permutando dos acometidas.

CONSERVACIÓN La máquina tiene pocas piezas expuestas a desgaste normal; éstas son principalmente las escobillas, las superficies de trabajo de los anillos rozantes y los cojinetes. Hay que comprobar el grado de desgaste de las escobillas, así como su libertad de movimiento dentro del porta escobillas. Se mantendrá el tipo de escobillas suministrado con la máquina. Las nuevas escobillas se rebajarán cuidadosamente hasta lograr su adaptación a la curvatura de los anillos rozantes. Los anillos rozantes no deben presentar huellas apreciables; en otro caso habrá que retornearlos. Cada cierto tiempo, deberá comprobarse su centralidad. Se mantendrán limpias las zonas próximas a los anillos rozantes. El aceite de los cojinetes de deslizamiento se sustituirá en cuanto alcance un cierto grado de suciedad, y la grasa de los cojinetes de rodamiento se renovará en los intervalos prescritos. El desgaste de los cojinetes de deslizamiento se controlará por la medida, en períodos regulares, del entrehierro entre el estator y el rotor, especialmente al efectuar una revisión general. El valor tolerado supone sólo algunas décimas de milímetro, debido al pequeño entrehierro de los motores asíncronos. También es preciso comprobar la tensión de las correas, puesto que un tiro excesivo produce un rápido desgaste de los cojinetes. En motores con refrigeración por aire ambiente se limpia toda la máquina a intervalos regulares, dependiendo éstos del contenido en polvo del aire; esto rige, en especial, para las piezas metálicas bajo tensión y los separadores de aislamiento (peligro de corrientes de fuga y de una derivación en la placa de bornes. El polvo de las escobillas en rotores con anillos rozantes será aspirado o soplado. Las aberturas externas e internas de entrada y salida del aire deben mantenerse libres de virutas de madera, fibras y cualquier otra suciedad, limpiando, si fuera necesario, las ranuras del motor. Al mantenimiento del motor corresponde también la determinación de la temperatura, cuando exista la sospecha de que se calienta excesivamente. No basta con determinar que la temperatura de la carcasa no se puede aguantar al tocar con la mano, puesto que en la clase de aislamiento B el calentamiento admisible es de 80°C sobre la temperatura ambiente, la cual puede llegar hasta los 40 °C. Si bien el calentamiento puede determinarse por la medida de la resistencia en frío y en caliente (VDE 0530), para el mantenimiento basta, sin embargo, con una medida con termómetro en un punto apropiado de la carcasa del motor. Lo más sencillo es utilizar el taladro roscado del cáncamo de transporte, una vez desmontado éste, evitando la radiación de calor al exterior por medio de algodón de limpieza. Para mejor transmisión de la temperatura se envuelve el extremo inferior del termómetro con papel de estaño. A continuación se lee la temperatura y se resta de ella la del ambiente. La diferencia es el calentamiento del hierro en el punto de la medida. El calentamiento real del devanado es de 5 a 40°C más elevado, dependiendo del tamaño de la máquina.

COJINETES Los motores eléctricos se equipan con cojinetes de rodamiento o de deslizamiento. Los motores hasta unos 1250 kW a 3000 r.p.m. y hasta unos 180 kW a 1500 r.p.m. van dotados con cojinetes de rodamiento; por el contrario, los de mayores potencias llevan cojinetes de deslizamiento. En caso de condiciones especiales de servicio, pueden equiparse los motores de menor potencia igualmente con cojinetes de deslizamiento, p. e., [email protected]

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en determinada clase de accionamientos, al exigir una marcha particularmente silenciosa o en lugares de emplazamiento en los que aparezcan vibraciones ajenas, existiendo el peligro de que, después de paradas prolongadas del motor, los cuerpos de rodadura de los cojinetes golpeen en la vía de rodadura. Cojinetes de deslizamiento: Los motores pequeños se equipan con cojinetes externos de metal sinterizado y también con cojinetes de deslizamiento lubricados. Los cojinetes de deslizamiento son generalmente de bronce, mientras que para motores universales y de ventiladores se construyen de metal sinterizado, pues éste, debido a su propiedad capilar (efecto humidificante) posee propiedades auto lubricantes. Delante del casquillo del cojinete sinterizado se dispone un anillo de fieltro empapado en aceite, que hace las veces de depósito. Para la lubricación mediante mecha ha de emplearse un aceite libre de resinas. En motores grandes, los cojinetes de deslizamiento, en ejecución normal, son de metal antifricción, que trabajan con un anillo de engrase suelto. En caso de fuertes solicitaciones entra también en consideración, adicionalmente, el aceite de lavado. El aceite para cojinetes debe estar libre de resinas y ácidos y ha de recambiarse al presentar síntomas de suciedad aunque, en general, una vez transcurrido medio año aproximadamente. Los cojinetes de deslizamiento normales no toleran esfuerzos axiales y, por consiguiente, no pueden montarse en motores de funcionamiento vertical o inclinado. Por el contrario, en la ejecución como cojinetes de un solo apoyo o en colaboración con un rodamiento radial rígido pueden soportar esfuerzos axiales. Cojinetes de rodamiento: Como cojinetes de rodamiento se emplean, en general, rodamientos radiales rígidos y cojinetes de rodillos. Los motores pequeños llevan, en la mayoría de los casos, un cojinete de rodillos en el lado del accionamiento y un rodamiento radial rígido en el lado contrario. Los rodamientos se suministran cargados de grasa. La cantidad de grasa a recargar y el período de engrase habrán de tomarse de la placa adosada junto a la boquilla de engrase. En motores grandes, el período de lubricación es de 3000 horas de servicio hasta 1500 r. p. m. y de 1500 horas a 3000 r. p. m. Las cantidades de grasa necesarias en cada lubricación de cojinetes de gran orificio vienen indicadas en el escudo. En caso de servicio ininterrumpido, durante día y noche, resultan períodos de engrase relativamente cortos. La grasa limpia se inyecta mediante una bomba en la cámara del cojinete, de tal forma que es impulsada de dentro afuera a través del cojinete, y los residuos son empujados por un regulador de cantidad de grasa a la parte accesible desde fuera de la cámara del cojinete. Esta lubricación puede repetirse varias veces; después de unas 1000 a 2000 horas de servicio, aprovechando una pequeña pausa, debe quitarse la grasa usada, abriendo la tapa de los cojinetes. Todas las máquinas con cojinetes de rodillos se aseguran para que queden protegidas las superficies de rodaje frente a posibles desperfectos por vibraciones durante el transporte. Los cojinetes de motores con una potencia superior a los 300 kW llevan, además de un dispositivo de lubricación, un regulador de cantidad de grasa, que hace innecesaria la parada del motor para quitar los residuos de grasa. El regulador de cantidad de grasa consta de un disco centrifugador de la grasa, alojado dentro de la carcasa del cojinete y un depósito colector de la grasa, situado en la tapa exterior del cojinete. En motores grandes, el depósito colector de grasa tiene forma de bote y va montado, estanco al polvo, en un orificio de la tapa exterior del cojinete. El disco centrifugador de la grasa extrae del cojinete los residuos y el exceso de grasa, impulsándolos hacia el bote colector, el cual puede sacarse lateralmente, de forma fácil, con una sola manipulación, y vaciarse. De todos modos, después de varios años de servicio deben limpiarse a fondo los cojinetes, cargándolos nuevamente con grasa. En caso de que pudieran penetrar líquidos en las ranuras del motor o en el cojinete, existiendo el peligro de una saponificación de la grasa, habrá que prever juntas especiales en el cojinete y en el eje. Para ello se emplean anillos de junta axiales (juntas Simmering o Diring) o también, en todos los motores grandes, juntas laberínticas. A los motores pequeños se les dota siempre con rodamientos radiales rígidos silenciosos de elevada exactitud. La primera carga de grasa de los rodamientos radiales rígidos basta para unos dos o tres años. Entre las ventajas de los cojinetes de rodamiento frente a los de deslizamiento está el escaso entretenimiento, la protección frente a la suciedad y el rozamiento considerablemente menor en el arranque. El entrehierro de motores con cojinetes de rodamiento no varía, puesto que su desgaste es imperceptible. Los [email protected]

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cojinetes de rodamiento normales pueden soportar un esfuerzo axial limitado, que viene dado en las correspondientes listas.

INFLUENCIAS QUE REDUCEN LA POTENCIA Servicio a gran altitud: A gran altitud, la disipación del calor de pérdidas es tan reducida, debido a la menor densidad del aire, que la máquina no puede suministrar la potencia nominal total. Esta reducción de potencia empieza a notarse a partir de los 1000 m sobre el nivel del mar. En motores con velocidades hasta 1000 r. p. m. esta reducción viene a ser la indicada por las normas VDE 0530, si bien, cada 100 m de altura del lugar de emplazamiento, a partir de los 1000 m sobre el nivel del mar, las temperaturas límites que rigen en otro caso se reducen en un 1 %. Cuando la reducción de la capacidad de refrigeración del aire se compensa, como consecuencia de la menor presión, por la temperatura correspondiente más baja, no es necesario reducir la potencia. Tal es el caso cuando la temperatura máxima de refrigeración en el lugar de emplazamiento no sobrepasa los valores dados en la tabla. Altitud del lugar Temperatura máxima de emplazamiento [m] del aire de refrigeración [°C] 0 hasta 1000 40 1000 hasta 2000 35 2000 hasta 3000 30 3000 hasta 4000 25 Temperaturas ambientales elevadas: En las máquinas en que la temperatura máxima de refrigeración es superior a los 40°C, las sobre temperaturas límite se reducen de acuerdo con la siguiente tabla en caso de que la temperatura del medio refrigerante sea distinto del valor nominal. Temperatura del medio Reducción de la sobre refrigerante [°C] temperatura límite [°C] 40 hasta 45 5 45 hasta 50 10 Más de 50 Por acuerdo Las sobre temperaturas límites reducidas rigen para los materiales aislantes de la clase A. E, B, F Y H, así como para la prueba de calentamiento realizada en los talleres del fabricante. Estas sobre temperaturas corresponden en los dos primeros márgenes de temperatura de refrigeración, para las clases de aislamiento B, F Y H, a una reducción de la potencia de 3 y 6 %. En la clase de aislamiento E, la potencia debe reducirse aproximadamente en un 5 y 10% o más.

SERVICIO SILENCIOSO Los ruidos producidos por motores normales, que pueden ser de origen magnético o proceder de ventiladores, cojinetes y escobillas, no son molestos por lo general. Los motores silenciosos especiales satisfacen exigencias muy fuertes. Como consecuencia de su ventilación disminuida, su flujo magnético reducido, un aumento del entrehierro y otras medidas, puede ser necesaria una reducción apreciable de la potencia normal del motor. Para disminuir el ruido de cojinetes pueden equiparse estos motores con cojinetes de deslizamiento. Condición previa para una marcha realmente silenciosa es que los órganos de transmisión entre el motor y la máquina operadora estén bien equilibrados y perfectamente alojados.

MARCHA EXENTA DE VIBRACIONES Del motor no deben partir vibraciones mecánicas perturbadoras, puesto que, de lo contrario, podrán trascender a otras partes de la instalación. Por esta razón, los motores trifásicos llevan rodamientos de precisión, sus roto res se equilibran con todo cuidado y después del montaje conjunto del motor se vuelven a equilibrar. Como es natural, las máquinas accionadas deben construirse y equilibrarse siguiendo los mismos [email protected]

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puntos de vista, y alinearse exactamente con el motor. Con las designaciones de tipos W, y W2 se construyen ejecuciones especiales para marcha con vibraciones mínimas y silenciosas. La medida de vibraciones se realiza de acuerdo con las normas DIN 45 665.

EMPLEO DE MOTORES TRIFÁSICOS COMO MONOFÁSICOS Bajo circunstancias especiales se pueden utilizar los motores trifásicos como motores monofásicos siendo Estos casos los siguientes:  A modo de motor de aceleración sin condensador. Estos motores no arrancan por sí mismos sino que tienen que ser acelerados a mano. La potencia como motor monofásico es aproximadamente el 60% de la correspondiente al motor trifásico. Esta clase de servicio se utiliza muy raras veces en la práctica.  A modo de motor con condensador, provisto de condensador para servicio permanente; conexión según los diagramas indicados en las figuras siguientes. La potencia como motor monofásico oscila aproximadamente entre el 70 y 80% de la correspondiente al motor trifásico, y el par de arranque entre el 25 y 35% del par nominal en servicio monofásico. En las conexiones 1 y 2 los condensadores tienen que estar diseñados para una tensión de servicio continuo de 1.15 x la tensión de la red (en una red de 220V. el diseño como mínimo para 250V). En la conexión 3 el tamaño del condensador necesario para la misma potencia nominal del motor y la misma tensión de la red es igual a la mitad del necesario en las conexiones 1 y 2. El condensador tendrá que estar diseñado para una tensión en servicio continuo de 1.35 por la tensión de la red; en una red de 220V resulta 320V y servicio continuo. El empleo de motores trifásicos con condensador para servicio continuo en régimen monofásico solo resulta conveniente (debido al costo del condensador) para potencias monofásicas hasta 2kW. Para otras tensiones de la red se modificará el tamaño del condensador en relación inversa con el cuadro de la tensión de la red. Dado el reducido par de arranque con que se cuenta y las deficientes propiedades de aceleración (puntos de interrupción) que presentan estos motores resultan solamente adecuados para accionar ventiladores y otras máquinas que arranquen sin carga. La capacidad necesaria para el motor trifásico funcionando en régimen monofásico con condensador diseñado para servicio continuo a 220V en las conexiones 1 y 2 de la figura anterior se detallan en el gráfico.

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1.4.

LA MÁQUINA ACCIONADA

PAR MOTOR Y PAR ANTAGÓNICO El curso del par de giro de un motor con rotar de jaula puede estar influenciado en alto grado por el material de las barras del rotor y por la forma de su sección. Así se llega a los rotores de corriente desplazada, como el rotor de barras trapeciales y el rotor de doble jaula; éste lleva dos barras por ranura. A la vista de la curva característica del par motor M en función de la velocidad (figura 2) se diferencian los siguientes pares especiales individuales: Par nominal MN (a velocidad nominal nN); Par máximo MK (par máximo en marcha); Par de arranque MA (par estático); Par de bache MS (par mínimo entre la parada y el par máximo). Como par de aceleración MB se designa al exceso del par M desarrollado por el motor respecto al par antagónico exigido por la máquina accionada (figura 5). El arranque con un par elevado resulta poco conveniente o incluso nocivo para la mayoría de las máquinas operadoras. Por esta razón se trata de adaptar el curso del par de los motores de forma que se garantice una aceleración segura, en lo posible suave y sin tirones durante el tiempo de arranque hasta lograr la velocidad de funcionamiento nominal. Estos esfuerzos durante el arranque llevaron al desarrollo del rotor de barras trapeciales, empleado particularmente para motores grandes. Se trata de un rotor de barras múltiples mejorado, que permite un arranque perfecto de casi todas las máquinas operadoras en conexión directa; en el arranque en vacío, con frecuencia puede emplearse la conexión estrella-triángulo. La figura 3 muestra el curso típico de intensidad y par de giro de un motor de este tipo. La figura 4 muestra el rotor de barras trapeciales de un motor trifásico de 8000 kW, 1490 r. p. m. El motor acciona un compresor rotativo que, con una conexión directa y una intensidad de arranque que es 5,6 veces la nominal, desarrolla un par de arranque aprox. 80 % del nominal (figura 5). Con el rotor de doble jaula pueden lograrse valores de arranque más altos aún que con el rotar de barras trapeciales. No obstante, cuando las condiciones de arranque pueden satisfacerse con el rotor de barras trapeciales como ocurre en el 90% de los casos, se da preferencia a éste por su sencilla fabricación. Ahora bien, en caso de que con arranque estrella-triángulo y pares antagónicos altos su par de arranque no sea suficiente, habrá que tomar el rotor de doble jaula. En el caso de un arranque pesado (gran momento de inercia independiente), la doble jaula es, por el contrario, menos favorable, debido a la menor capacidad térmica de la jaula superior (de arranque) en comparación con otras formas de barras.

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En motores con rotor de barras trapeciales o de doble jaula, todo aumento del par de arranque -medido en un motor con rotar exento de desplazamiento de corrienteva asociado, para igual rendimiento y corriente de arranque, a una reducción del par máximo. La figura 6 muestra, a título de ejemplo, el curso del par de giro de un motor trifásico grande con rotor de barras trapeciales, el cual con una intensidad de arranque de 4,8 veces la nominal desarrolla un par de arranque de 1,2 veces el nominal y un par máximo dos veces el nominal (curva característica 1). Si se eleva el par de arranque a 1,5 veces el nominal, por ejemplo, con un rotar de doble jaula, el par máximo desciende a 1,65 veces (curva característica 2) y el factor de potencia se reduce en 0,02. Si se aumenta el par de arranque al doble del nominal, el curso de la curva característica par-velocidad varía de tal forma, que el motor disminuye de nuevo su factor máximo de potencia en otro 0,02; por ejemplo, de 0,88 a 0,86. El curso descendente de la curva característica 3 es, de todos modos, poco idóneo para numerosas máquinas operadoras cuyo par antagónico crece con la velocidad, como en el caso de ventiladores y bombas. Estas exigen, más bien, un par creciente con el aumento de la velocidad, mientras que el par de arranque puede ser reducido. Para la aceleración de masas en movimiento es necesario un par de aceleración Mb. Por consiguiente, el par motor M debe ser mayor que el par antagónico Mg, entre la parada y la velocidad de régimen, puesto que sólo se dispone como par de aceleración Mb de la diferencia M—Mg. Así, pues, el valor del par de arranque y del par de bache en el tiempo de aceleración deseado deben corresponder, sobre todo, a la magnitud de las masas arrastradas y al par antagónico de las máquinas de trabajo. En la tabla se dan ejemplos de distintos tipos de arranque y pares antagónicos de máquinas operadoras. Las figuras 7 a 10 muestran las curvas características de los pares antagónicos de diversas máquinas operadoras. En general, los accionamientos se suelen arrancar sin carga, ello es posible normalmente, tratándose de molinos de carbón, bombas centrífugas (con válvulas [email protected]

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rradas), compresores rotativos, ventiladores y máquinas herramientas. El arranque pesado se presenta cuando la máquina operadora no se puede descargar, sino que ejerce un par antagónico similar o mayor que el nominal, o si hay que acelerar masas de inercia muy grande. En caso de arranque pesado o a plena carga, el par motor entre la parada y la velocidad de régimen debe estar muy por encima del par antagónico de la máquina operadora, con el fin de que el período de aceleración no sobrepase un tiempo prudencial. En la parada debe tenerse en cuenta el roce relativamente elevado de reposo, que puede ser distinto según la disposición del accionamiento, pero siempre superior al rozamiento en el sucesivo movimiento.

PÉRDIDA DE CALOR DURANTE EL ARRANQUE Si el arranque tiene lugar, con presencia de un determinado par resistente, el calor de pérdidas de los motores que arrancan en estrella-triángulo es mayor que cuando el arranque se verifica por conexión directa. Si el arranque se hace venciendo exclusivamente la inercia de las masas (sin par resistente). el trabajo de pérdidas del rotor es prácticamente igual en magnitud al trabajo de aceleración, que, a su vez, es igual a la energía cinética acumulada en las masas al final del proceso de arranque:

Donde:

: Energía térmica de pérdidas en Ws : Momento de inercia en kgm2 : Velocidad angular en 1/s : Velocidad de rotación de servicio en rpm

El trabajo de pérdidas en el rotor, al tratarse de un arranque venciendo solamente las masas inerciales, es independiente de la forma constructiva del rotor, de la clase de arranque del par de aceleración y del tiempo de arranque; depende solamente del momento de inercia total y del cuadrado de la velocidad de rotación final. De forma contraria a como ocurre con el arranque bajo un par resistente, no se puede influenciar modificando la característica del par motor de la máquina. En el diagrama se ha representado, para el caso especial de que sean constantes el par de aceleración y el par motor. En forma de una superficie determinada por la potencia P y el tiempo t, la distribución del trabajo útil o de aceleración (Ab) y el trabajo de pérdidas en el rotor (Av2). ARRANQUE SUBDIVIDIDO Si se modifica la velocidad de rotación de sincronismo, variarán las pérdidas con el cuadrado de la velocidad de rotación mencionada. Así resulta la posibilidad de reducir las pérdidas en el arranque dividiendo un arranque hasta una velocidad de [email protected]

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ción de sincronismo n, en el arranque a una velocidad de sincronismo inferior n2 y una aceleración inmediata de n2 a n, (en la práctica se puede lograr modificando la frecuencia o conmutando los polos). Los trabajos de pérdidas mínimos resultan cuando: n2= ½ n. Este método se utiliza para accionar grandes masas de inercia, como sucede, par ejemplo, con las centrífugas de azúcar. Si se desprecia la corriente magnetizante, para el trabajo de pérdidas en el estator éste resulta:

Donde: : Trabajo de pérdidas en el estator : Resistencia del estator

: Trabajo de pérdidas en el rotor; : Resistencia del rotor

ARRANQUE DEL MOTOR ACOPLADO La máquina accionada impone dos condicionantes fundamentales al arranque:  Par resistente o par antagonico.  Inercia de las masas giratorias.

PAR RESISTENTE El conocimiento de la evolución del par resistente a la largo del proceso de arranque es primordial para el estudio de este proceso y finalmente para determinar el punto de funcionamiento, que es el que da el régimen estable en velocidad, par y potencia.

El par resistente está motivado por las resistencias pasivas, que vistas desde el eje de accionamiento se traducen en el par necesario que hay que aplicar para vencerlas. Hay cuatro mecanismos de fricción:  Fricción de Coulomb. Constante para cualquier velocidad.  Fricción estática. Importante a velocidad nula. [email protected]

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 Fricción viscosa. Originada por los fluidos. Proporcional a la velocidad.  Fricción fluida. Originada por los fluidos y crece más rápidamente que la velocidad. En las figuras 7 a 10 pueden verse las evoluciones de distintos pares resistentes. Las máquinas reales tienen presentes en mayor o en menor grado estos cuatro tipos de fricción. Por ejemplo, en los ventiladores o en las bombas centrífugas predomina la fricción fluida y las otras en menor grado. En algunas máquinas el par resistente es menor con la máquina en vacío que en carga; se emplea esta propiedad para aligerar la fase del arranque que puede ser problemática. Además de las características de par resistente que se acaban de ver, es preciso referirnos a otras que han sido sumadas en la Tabla. Estas propiedades son:  Irregularidad del par resistente. Son las oscilaciones del par resistente referidas al par medio. Esto sucede en las máquinas alternativas. Estas máquinas son fuentes potenciales de problemas de resonancia mecánica en la línea de transmisión de potencia mecánica entre motor y máquina accionada.  Frecuencia de arranques. Hay motores con una frecuencia alta de arranques por unidad de tiempo, por lo que las solicitaciones propias de esta fase se agravan por acumularse. Estos motores han de estudiarse de forma especial.  Inercia que condiciona de un modo importante el arranque.

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Máquinas accionadas más usuales Máquinas de elevación: A esta clase pertenecen los ascensores, montacargas y grúas (Figura 1). El par resistente de estas máquinas es prácticamente constante, exceptuando el par estático de despegue. Tienen un tambor, polea o disco para convertir el movimiento lineal en rotacional. De acuerdo con la figura se cumplen las siguientes ecuaciones:

Donde: : Velocidad lineal en m/s : Diámetro de la polea en m : Masa de la carga en Kg

: Velocidad de rotación en rad/s : Par resistente Nm : Aceleración de la gravedad 9,81 m/s2

En el eje del motor el par resistente es distinto, pues el reductor de velocidad lo modifica proporcionalmente, pero su magnitud permanece constante a lo largo de toda la banda de velocidad. En ascensores y en montacargas existe un contrapeso de mcp que trata de compensar, para la mayoría de los regímenes de carga, la carga útil m y la de la caja ma. Tomando:

El par resistente será en este caso:

La inercia (J) referida al eje del tambor o polea que el ascensor añade a la del motor será:

En los casos de grúas hay que eliminar los valores de ma y mcp que no existen. Bombas y ventiladores: Con excepción del par de despegue (oscila entre el 5÷20% del nominal), el par resistente que estas máquinas oponen al motor es una función parabólica de 2° grado de la velocidad: Donde: : Par resistente Nm

: Constante genérica

: Velocidad de rotación en rad/s

La potencia en régimen nominal de ambas máquinas está dada por:

Donde: : Potencia en W : Presión total en la boca de la bomba o ventilador en N/m2

3

: Caudal de agua, fluido y gas en m /s : Rendimiento de la bomba o ventilador

La presión p suele expresarse de forma diferente según estemos con bombas o ventiladores. Bombas Donde: [email protected]

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: Altura total que genera la bomba (m. col de fluido), con pérdidas de carga. 2 3 3 : Aceleración de la gravedad = 9,81 m/s : Densidad del fluido (kg/m ); agua = 1.000 kg/m

Ventiladores Donde: Presión total estática + dinámica (mm. col de agua)

: Aceleración de la gravedad = 9,81 m/s

2

Bobinadoras o arrolladoras: Son máquinas muy diversas, pero todas responden a un patrón general, por el cual el diámetro de la bobina crece regularmente tensado con una fuerza constante, y su velocidad angular decrece, aunque la lineal de arrollado permanece igual. Lo que se acaba de citar corresponde al proceso de arrollado y sucede inversamente en el proceso de desenrollado. En estas máquinas se cumple:

Donde: : Par resistente Nm : Velocidad de rotación en rad/s : Diámetro de la bobina en m

: Tensión de arrollado : Velocidad lineal m/s

Ya que la tensión y velocidad lineal de arrollado son fijas durante cada proceso, si multiplicamos miembro a miembro estas ecuaciones tenemos que:

La curva de par resistente-velocidad tiene la forma de parábola equilátera, como se ve en la figura. El estudio de otros tipos de máquinas accionadas tales como vehículos en sus diversas variantes, máquinas herramientas, robots, etc. , se puede hacer en una primera aproximación de acuerdo con los datos que da el fabricante y con curvas típicas tales como las que se han visto en este apartado.

INERCIA RESPECTO AL EJE DE GIRO El momento de inercia o más simplemente inercia es un concepto matemático que caracteriza las propiedades dinámicas de los volantes. Intuitivamente se conoce que dos volantes de la misma masa, uno de ellos más largo axialmente y de menos diámetro que el otro, se comportan en las aceleraciones y deceleraciones de distinto modo. Así se sabe que el de mayor diámetro tarda más en los procesos de aceleración y deceleración angular. De acuerdo con la Figura, el cuerpo gira alrededor de su eje con velocidad nN. Al ser el cuerpo rígido, todos sus elementos de masa dm se mueven con la misma velocidad En cada elemento de masa se cumple la ecuación del par acelerador: angular.

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El par acelerante total lo obtendremos por integración extendida a todo el volumen del sólido:

Denominamos inercia másica o momento de inercia de un cuerpo giratorio a la integral:

La unidad de inercia en el sistema SI es el kg m2. Hay otras designaciones cuya equivalencia es la siguiente: 2 2 2 2 2 PD (española, francesa) J (kg m ) = PD /4· g con PD en kg m 2 2 2 2 GD2 (alemana) J (kg m )= GD /4. g con GD en kg m 2 2 2 2 2 Wr (anglosajona) J (kg m ) = Wr /g con Wr en lb ft En las expresiones anteriores g = 9,81 m/s2 aceleración de la gravedad y g = 32,16 ft/s2 para el anglosajón.

En muchos casos hay que adecuar la velocidad de la máquina accionada a la del motor. Entonces hay que emplear engranajes, correas, poleas, etc. Desde el punto de vista de cálculo el comportamiento de cada uno de los métodos citados es idéntico. En primera aproximación no hay deslizamiento entre engranaje motor y engranaje conducido. En la figura vemos la disposición esquemática. En el punto de contacto se cumple el equilibrio de fuerzas f1 = f2 y podemos poner las ecuaciones de pares en el piñón y en la rueda arrastrada:

También se cumple que la velocidad lineal es idéntica en el punto de contacto:

Eliminando en las ecuaciones anteriores f1 , f2 y nN2 resulta que:

Se ve que la inercia J2 en el eje de velocidad nN2 se añade a la inercia J1 en el eje de velocidad nN1 pero corregida por la relación:

Siendo

la relación de transmisión del sistema de cambio de velocidad usado.

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Se define la inercia equivalente referida al eje 1, como:

Tiempo de arranque Por sencillez se adoptará el caso mas frecuente de un arranque el el cual la inercia J es constante, entonces:

Donde: : Par motor

: Par resistente

: Momento de inrecia total

: Velocidad de rotación

La integral de esta ecuación nos da el tiempo de arranque.

CONSIDERACIONES PRÁCTICAS SOBRE LAS MAGNITUDES DEL ARRANQUE En la integral definida para calcular el tiempo de arranque, los límites son respectivamente la velocidad inicial al comienzo del proceso nN = 0, y la final que normalmente es la nominal del punto de funcionamiento nN. Esta integral no es en sí de solución difícil; sin embargo, el mayor problema es que las funciones M M = f (nN) y ML = f (nN) son de forma complicada. En los manuales de electrotecnia tradicional se indicaban métodos de integración gráfica para los casos en los que las funciones de par fueran complicadas; actualmente es preferible acudir a métodos de integración por intervalos resueltos con hoja de cálculo. Para ello dividimos la banda de velocidad en intervalos iguales. El número de intervalos será tanto mayor cuanto más variables sean las curvas MM = f (nN) y ML = f (nN). Nos hemos de asegurar con esta división que dentro de cada intervalo la variación de las funciones sea pequeña. En los casos normales un número de intervalos de 10 es totalmente suficiente. Leemos en el centro de cada intervalo los valores de MM = f (nN) y ML = f (nN). La diferencia Mb = MM — ML, es el llamado par acelerador. Si dividimos la inercia total J por el par acelerador de cada intervalo, y la multiplicamos por el incremento de velocidad, obtendremos el incremento de tiempo empleado para pasar de la velocidad inicial a la final del intervalo. Se opera en radián/s, para evitar constantes engorrosas. Entonces el tiempo de arranque tA puede calcularse como:

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Donde:

: Momento total de inercia en Nm2 (m R2 momento total de retardo en kg m2, GD2 = 4 g. mR2) : Valor medio temporal del par de aceleración del motor en Nm.

: Velocidad en r. p. m.

Puesto que la simplificación que supone el tomar un par constante de aceleración no suele ser admisible, a causa de la fuerte inflexión de la curva del par motor M respecto a la velocidad n, el cálculo del tiempo de arranque se subdivide, en este proceso, la superficie entre las curvas características de par motor y el antagónico se desglosa, p. e., en tres partes iguales, que van de 0 a n 1, de n1 a n2 y de n2 a n3; de forma conveniente, para n3 se elige el 95% de la plena velocidad. En cada caso, estas partes se sustituyen por rectángulos de igual superficie con alturas Mb1, Mb2 Y Mb3. Luego se pueden calcular cada uno de los tiempos parciales en segundos de acuerdo con la expresión del tA.

, tiempo total de arranque desde n= 0 a n= 0,95 n S Corriente de arranque, par de arranque Con vistas a la red y a los aparatos de maniobra se ha de procurar mantener reducida la corriente de arranque de los motores para conexión directa. Por lo general, su intensidad se expresa como múltiplo de la corriente nominal y permite así la comparación de motores de distinto tamaño. Una corriente de arranque excesivamente pequeña repercute de forma desfavorable sobre los valores técnicos de las máquinas, y especialmente sobre el par de arranque, el par máximo y el factor de potencia nominal. La influencia sobre el rendimiento es, por el contrario, reducida. En la figura se puede apreciar, en el diagrama circular simplificado por desprecio de las pérdidas, la influencia de la corriente de arranque sobre el par máximo en un motor con rotor exento de desplazamiento de corriente. Estas dos magnitudes se refieren, por lo general, a los valores nominales. El par nominal y el máximo están representados por las cotas AB y CD, mientras la corriente en vacío I0 y la de cortocircuito (o de arranque) IA corresponden a las cotas OAo y OF. El par máximo es, pues:

Ejemplo: IA = 105 A; I0 = 10 A ; Iw = I1 cosϕ = 27 A

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En la práctica el par máximo es menor, debido a las pérdidas en los devanados y a la influencia del desplazamiento de corriente que existe realmente, y viene a ser de apenas 1,6 veces el par nominal. En la gráfica se muestra la dependencia aproximada del factor de potencia y del par máximo respecto a la corriente de arranque de un motor de 50 kW, que desarrolla en el arranque aproximadamente el par nominal. Una reducción de la corriente de arranque de unas 5,5 a 3,5 veces su valor trae como consecuencia no solamente una considerable disminución del par máximo, sino también un empeoramiento del factor de potencia en cerca de cuatro centésimas. Por esta razón, con vistas a las características del motor en servicio permanente se recomienda no ajustar la corriente de arranque inferior a 4,5 a 5 veces el valor de la intensidad nominal. Si no es admisible tal corriente de arranque, debido a las condiciones de la red, se puede reducir la corriente de conexión mediante arranque estrella-triángulo o por transformador de arranque, siempre que el par antagónico necesario lo permita. La reducción de la corriente del motor desciende su par de arranque de forma exponencial. Si se designa el par y la corriente de arranque en uno de los estados con M'A e l'A, y con M"A e I"A en otro, rige la ecuación:

El curso de la intensidad del motor (corriente de arranque) entre reposo y marcha en vacío es diferente -incluso para igual posición del punto inicial y final- en motores de distinta potencia. En motores de pequeña potencia, la corriente durante el período de arranque desciende antes con velocidad creciente. Por el contrario, en motores de gran potencia desciende al principio lentamente y no cae con rapidez hasta el final del proceso de arranque. La figura muestra el curso de la corriente durante el período de arranque, en función de la velocidad de un motor trifásico de 4 kW y otro de 200 kW. Energía disipada en rotor y estátor Se realiza por integración de las pérdidas RI2 en rotor y en estátor. Las demás pérdidas se deberían de tener en cuenta en la integración, pero se desprecian por las siguientes razones:  Las pérdidas RI2 aumentan mucho en la fase de arranque por ser las corrientes muy altas.  Su variación temporal también es importante.  Las otras pérdidas surgen en otros componentes del motor, y en cambio las RI2 están exclusivamente ceñidas a los bobinados de rotor y estátor, por lo que su concentración y sus efectos (calentamientos y dilataciones) son muy importantes, y además estos componentes son los más delicados del motor y los más expuestos a los problemas de calentamiento. La energía perdida en el rotor durante el proceso completo de arranque es:

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Donde: : Pérdidas térmicas en el rotor en W : Instante inicial considerado.

: Corriente rotórica en A : Instante final considerado.

: Resistencia rotórica en Ω

Las pérdidas Joule en el rotor se pueden expresar a través de la potencia electromagnética y el deslizamiento: Donde: : Corriente rotórica en A : Deslizamiento

Como: De la definición del deslizamiento

: Resistencia rotórica en Ω : Velocidad sincrónica en rpm

: Potencia electromagnética en W : Par motor en Nm

se cumple: resulta:

por lo tanto:

Sustituyendo todos estos valores en la integral que da WR y simplificando, obtenemos:

Esta integral se resuelve en la mayor parte de los casos por el método numérico semejante al aplicado para resolver el tiempo de arranque. Para ello habrá de conocer la evolución de las funciones ML y MM. En el caso de un arranque completo, los límites son si = 1, sf = 0. Vamos a ver el valor de esta integral de energía disipada en el rotor durante el arranque para el caso particular en el que ML, es nulo o muy pequeño, cualquiera que sea la función de MM en el caso de un arranque completo, con los límites si = 1, sf = 0. . Aplicando valores resulta:

Valor que coincide exactamente con la energía cinética de las masas del rotor en su movimiento giratorio. A continuación vamos a realizar el mismo cálculo para la determinación de la energía disipada en el estator durante un proceso de arranque:

Donde: : Pérdidas térmicas en el estator en W : Instante inicial considerado.

: Corriente estatórica en A : Instante final considerado.

: Resistencia estatórica en Ω

Si despreciaremos la corriente magnetizante, ya que en la mayor parte del proceso las corrientes de estátor y de rotor son muy altas y superiores a Im; tendremos que: Finalmente, haciendo transformaciones parecidas a las realizadas para el rotor, tendremos que:

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Vemos que la integral tiene la misma forma que la que calcula la energía disipada en el rotor, con la diferencia de que está afectada por la expresión:

Esta expresión, para los motores de ranuras profundas o los de doble jaula, que son los que tienen un acusado efecto de desplazamiento de corriente, no es fija, sino que es función del deslizamiento s; por tanto, esta relación deberá de mantenerse bajo el signo integral e intervenir en la integración que vayamos a realizar. Sin embargo, en los motores de anillos y en los de cortocircuito, cuyo desplazamiento de corriente es nulo o despreciable, puede salir de la integral como factor constante y entonces se cumple:

Balance energético Consideramos el esquema de las transformaciones energéticas en régimen permanente, es decir, cuando las variaciones de velocidad y de energía cinética son muy lentas. Para ello valen las relaciones:

Donde: : Potencia electromagnética. : Potencia mecánica sin deducir las pérdidas mecánicas del motor.

: Pérdidas en el bobinado del rotor. : Deslizamiento

El balance que acabamos de presentar es interno en el motor. La energía disipada consumida en las resistencias de estátor y de rotor degenera irreversiblemente en calor. Durante la producción de calor se cumple en todo momento el siguiente balance térmico: Potencia de pérdidas = Potencia disipada al medio refrigerador + Potencia almacenada en el bobinado calentándose

Este balance es en potencia, pero también se puede establecer en energía para un tiempo determinado; por ejemplo, el tiempo total ta que dura el arranque. Los tres términos del balance varían en el tiempo, por lo que para su resolución hay que establecer una ecuación diferencial. Las variaciones son:  Potencia de pérdidas. Función de las corrientes variables.  Potencia disipada. Función de la diferencia de temperatura sobre el medio refrigerador (aire).  Potencia almacenada en función de: Masa del bobinado; Calor específico del bobinado. Incremento de temperatura. En la integración de la ecuación diferencial intervienen las condiciones de contorno. Los métodos para calcular el calentamiento durante el arranque incluyen integración; aquí vamos a presentar un método simplificado. El arranque es de duración muy corta y los mecanismos de transmisión de calor, aunque existen desde el principio del proceso, tienen muy poca importancia en las primeras fases, ya que la temperatura es baja al principio. Los devanados del motor trabajan en régimen adiabático y el balance energético ahora es: Potencia de pérdidas = Potencia almacenada en el bobinado

Esta igualdad aproximada extendida a todo el tiempo de arranque es: Energía de pérdidas = Energía almacenada en el bobinado

El método, además de ser aproximado, tiene la ventaja de dar una cota superior del calentamiento. La energía perdida en el rotor Wr se invierte en calentar la jaula rotórica, y We calienta el bobinado estatórico.

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Ejemplo Calcular la energía disipada en rotor y estátor en el arranque y el calentamientos de los bobinados, en un accionamiento que emplea un motor de jaula con los siguientes datos nominales. 2 Potencia: 200 kW ; Velocidad: 586 r.p.m. ; Inercia conjunta: 95 kg m ; Resistencia estatórica R1 : 0,0050 Ω Resistencia rotórica R2, para sN = 0,0060; para S=1, R2= 0,0150 Número de polos: 10 Masa del Bobinado de Cobre Estatórico: 40 kg Calor específico del Bobinado de Cobre Estatórico: 385,18 J /kg . °C Masa del Bobinado de Aluminio Rotórico: 15 kg Calor específico del Bobinado de Cobre Estatórico: 921,09 J /kg . °C Solución: de las curvas para el accionamiento elegido, dibujadas a escala en un papel, se toman los valores medios de 10 intervalos iguales de velocidad. Los valores que se indican a continuación son ilustrativos de una solución al problema. Tiempo de arranque: 2,72 s Energía total del rotor: 311.560 J Energía total del estator: 138.472 J Calentamiento Rotor: 22,6 °C Calentamiento Estator: 9,0 °C Energía total (Rotor+Estator): 0,125 kWh

La evolución de las potencias se ve en la Figura donde se puede ver su importante variación durante el tiempo de arranque. De los resultados de este problema vemos que en este caso el calentamiento es mayor en el rotor que en el estátor, esto depende de cada caso en particular. Por tanto, clasificaremos a los motores respecto a su calentamiento relativo de rotor y estátor en:  Motores críticos por el rotor.  Motores críticos por el estátor. Generalmente a la primera categoría pertenecen los motores medianos y grandes y a la segunda los pequeños.

Frecuencia de arranques Con las indicaciones del apartado anterior podemos estimar la evolución de las principales magnitudes durante el arranque. Sin embargo, todavía no podemos predecir cómo se va a comportar el motor en una sucesión repetida de arranques seguidos de los correspondientes tiempos de trabajo, paradas y descansos. La predicción de este comportamiento tiene dos cuestiones principales:  Comprobar si se superan o no las temperaturas máximas permitidas para los bobinados de estátor y rotor.  Verificar si la vida útil del motor queda disminuida por un servicio dado con un número de arranques determinado. [email protected]

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Para esto es necesaria la consideración de la disipación de las pérdidas al medio refrigerador (normalmente el aire). La evaluación de las mismas es función de:  Número de arranques por unidad de tiempo.  Par resistente durante el arranque.  Factor de marcha para el ciclo de trabajo considerado.  El período de descanso se hace con rotor parado o funcionando en vacío.  Inercia total del motor y de la máquina accionada. Es usual definir el Factor de Inercia (FI) como la relación: 

Características térmicas del motor considerado y, en particular, el poder de disipación y las constantes de tiempo térmicas. La solución satisfactoria de este problema, desde el punto de vista práctico, se hace con los datos de fabricantes. Vamos a hacer un tratamiento simplificado del problema para comprenderlo mejor. Nos vamos a ceñir a los motores pequeños de hasta 15≈20 kW, que son los normalmente empleados en máquinas herramientas y de elevación, cuya característica principal de servicio es un gran número de arranques y paradas por unidad de tiempo. Los fabricantes suministran estos motores con un freno mecánico, de construcción monobloque con el motor, de tal modo que los frenados son mecánicos y así se puede aliviar al motor de las pérdidas del frenado eléctrico. Apenas se alcanza la velocidad estable de servicio del motor con la máquina arrastrada. Las consideraciones que siguen son simplificadas y consisten principalmente en: El par motor durante el arranque es constante, y se expresa en función del par de arranque MA mediante una constante K, que puede ser mayor o menor que la unidad. La experiencia dice que, para motores pequeños, esta constante se encuentra entre 0,9 y 1,0. El par resistente ML, es asimismo constante durante todo el proceso de aceleración; ésta es una situación normal en maquinaria de elevación y bastante corriente en máquina herramienta. En la Figura se ve la evolución de los parámetros. Durante el arranque se cumple:

Dada la constancia de los pares, tenemos que:

Y además la curva velocidad-tiempo es una recta que pasa por el origen, tal como se ve en la Figura. Transformando la ecuación resulta que:

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Esta ecuación da el tiempo necesario para el arranque en el caso particular de motor sin acoplar, arrancando sin carga (FI = 1, ML = 0):

Se podrá expresar el tiempo de arranque en otras condiciones cualesquiera, mediante este tiempo t A0, de acuerdo con la siguiente ecuación:

La potencia electromagnética es constante durante el arranque y se asume que la potencia tomada de la red es prácticamente igual a ella. Esta potencia electromagnética es igual al producto del par motor (K.M B que se ha asumido constante durante el proceso) por la velocidad síncrona (que se asume igual a nN): La potencia tomada se reparte del siguiente modo: Potencia mecánica Potencia eléctrica disipada en el rotor Sus evoluciones se ven en la parte inferior de la Figura. La energía disipada en el rotor durante el proceso de arranque es el triángulo sombreado de la figura, y su valor asciende a:

Los fabricantes dan los datos necesarios en sus catálogos y expresan el número de arranques por hora para el motor funcionando en las condiciones indicadas anteriormente (FI = 1, MB = 0). Como los motores son pequeños, la manera de determinar el máximo de arranques por hora es experimental. Es muy conveniente expresar los datos de los catálogos de manera gráfica para entender mejor las relaciones y ver las tendencias de una serie de fabricación.

1.5.

METODOS DE ARRANQUE DEL MAT

Se denomina arranque al proceso de puesta en marcha de un MAT. El proceso de arranque va acompañado de un consumo elevado de corriente, lo que está justificado desde el punto de vista del circuito equivalente, ya que la resistencia de carga es nula en el instante inicial debido a que el deslizamiento es la unidad por lo que el motor ofrece una baja impedancia, estando prácticamente en cortocircuito. Las normas establecen las máximas corrientes de arranque permitidas. Los métodos de arranque generales pueden clasificarse en:  A tensión plena (arranque directo).  A tensión reducida.  Mediante arrancadores estáticos. Normalmente los MAT cuando son conectados a la red de manera directa, las intesidades de arranque para las clases A,B, C y D son de unas cinco a siete veces el valor de la corriente nominal. Aunque no hay limitaciones para las dimensiones del motor que pueda arrancar de esta manera se debe tener en cuenta que generalmente se producirán bajas inadmisibles en la tensión de línea, en especial cuando se ponene en marcha motores de gran tamaño, además, el equipo acoplado al motor se verá casi siempre sujeto a

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violentas exigencias por la aplicación súbita de pares elvados de arranque. El hecho de que se emplee o no el arranque directo de pende de factores como:  El tamaño y tipo de motor.  La naturaleza de la aplicación.  La situación del motor en el sistema general de distribución.  La capacidad de la red de alimentación.  Las reglas establecidas por la empresa, organismo de servicio público o normas que gobiernen las instalaciones de motores.

1.5.1. ARRANQUE DIRECTO La forma más sencilla de conectar los motores trifásicos con rotor de jaula es la directa. Este procedimiento es usual en casi todas las explotaciones industriales y debería ser utilizado exclusivamente siempre que las condiciones de la red lo permitiesen. Todos los motores trifásicos son apropiados para el arranque directo. Para juzgar si un motor puede conectarse directamente o no, lo determinante es la caída de tensión que aparece en la red. Los motores trifásicos que hayan de conectarse a redes públicas están sujetos a determinadas prescripciones, que establecen limitaciones en cuanto a la potencia y corriente de arranque. Mediante un dimensionado especial del rotor, que puede extenderse a la altura del alma de dispersión, a la resistencia de la jaula y a la forma de la sección de las barras, el fabricante está en situación de tener en cuenta, en determinadas circunstancias, las posibles condiciones especiales de arranque. Posiblemente haya que contar con una merma del factor de potencia, del rendimiento y del par máximo. Estas cuestiones han de aclararse con la debida antelación. Otra posibilidad para evitar cargas inadmisibles en la red al conectar motores con rotor de jaula de gran potencia es el empleo de un motor de arranque. Como tal se utiliza, por lo general, un motor con rotor de anillos rozantes de igual número de polos que el motor principal. Para el correspondiente par antagónico, el motor de arranque puede dimensionarse de modo que la intensidad de arranque sea similar a la nominal del motor principal. La desventaja de este procedimiento es, sin embargo, el choque de corriente que aparece siempre en la conexión del motor principal, desventaja que puede evitarse por medio de un circuito especial. Según éste, el devanado del estator del motor principal (rotor de jaula) va conectado en serie con el devanado del estator del motor de arranque (rotor de anillos rozantes). El número de polos de este motor de arranque debe ser, en este montaje, menor que el del motor principal. En el margen de la velocidad nominal del motor principal, la conexión del estator prevista para este motor se establece cortocircuitando el devanado del estator del motor de arranque, sin choque de corriente de conmutación. Durante todo el período de aceleración ambas máquinas contribuyen a la formación del par de giro.

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1.5.2. ARRANQUES A TENSIÓN REDUCIDA DE MOTORES EN JAULA DE ARDILLA Los métodos de arranque a tensión reducida son menos duros para el equipo accionado y para las líneas de alimentación eléctrica. Se utilizan siempre que sea necesario limitar las corrientes de entrada. Se pueden utilizar los siguientes procedimientos para implementar este tipo de arranque:  Resistencias o reactancias en la red de alimentación.  Autotransformador.  Método Estrella-Triángulo.

RESISTENCIAS EN LA ALIMENTACIÓN La interposición de resistencias en los hilos de alimentación conectados a un motor en jaula de ardilla da el mismo resultado que el empleo de resistencias de aceleración en el circuito de inducido de un motor de c. c. Su principal objetivo consiste casi siempre en limitar la intensidad de la corriente de puesta en marcha, aún cuando en algunas aplicaciones que requieren un arranque suave, es esencial reducir también el par de aceleración. Los valores óhmicos de las resistencias deben elegirse no sólo con miras a conservar la sobre corriente inicial por debajo de un máximo aceptable, sino también teniendo en cuenta la capacidad del motor para desarrollar un par suficiente para el arranque con la carga. En la figura A vemos un diagrama típico del conexionado de un arrancador a resistencias para un motor relativamente pequeño. Está proyectado para conectar inicialmente la máquina a la red a través de tres contactos S y resistencias. A medida que el motor gana velocidad, las resistencias se ponen en corto circuito por la acción de los contactos R, después de lo cual se abren los contactos S. Si sobreviene un corte de corriente o una gran baja en la tensión, el relé de mínima VV actuará para desconectar todos los demás relés y contactores y detener al motor. Al restablecerse la corriente normal, se hace arrancar al motor en la forma de costumbre. En relación con el funcionamiento de este circuito, se han de tener en cuenta algunos puntos de interés: Al oprimir el botón de ARRANQUE, se excita el relé UV y queda retenido por su propio contacto UV. También se cierra otro enclavamiento UV, al objeto de que pueda operar el relé 1CR. Cuando se dispara este último, el contactor S se excita a través de dos contactos 1CR, después de lo cual, el motor arranca con tensión reducida, puesto que están intercaladas las resistencias de red. Tan pronto como termina el periodo de temporización del contactor S, se cierra el contacto S-T.C., para permitir que se active el relé 2CR, cuyo funcionamiento hace que el contactor R cierre sus contactos principales y ponga en corto circuito las resistencias de línea. Al mismo tiempo, el contacto R (normalmente cerrado) del circuito del relé 1CR se abre para desconectar el contactor S. Cuando este último queda inactivo, se abren todos los contactos S asociados, aunque el relé 2CR sigue excitado a través de su propio contacto de retención.

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Conviene observar que, en paralelo con el botón de ARRANQUE, hay un enclavamiento UV (de subtensión) para bloquear el relé de tensión UV. Si, para garantizar que el motor arranca antes de soltar el botón de ARRANQUE, empleásemos un contacto de enclavamiento S en paralelo con aquél, se presentaría una dificultad: En esta situación, la armadura de alta inercia del contactor S entra en juego un tanto perezosamente cuando se cierran los contactos 1CR. Si el operador suelta el pulsador de ARRANQUE antes de que se cierren los contactos del enclavamiento S, la armadura tratará de abrir los contactos principales. Con dicha armadura en la posición «flotante» mientras la intensidad es elevada, los contactos tienden a soldarse cuando tratan de separarse. Esta posibilidad se evita empleando un contacto UV de subtensión en paralelo (como muestra la figura) con el botón de ARRANQUE; este último debe permanecer entonces oprimido hasta que el contactor S esté en posición de « cerrado firmemente ». Obsérvese asimismo que los circuitos de las bobinas de mando de S y R llevan, respectivamente, unos contactos 1CR y 2CR, de los relés de mando; además de éstos, otro juego semejante de contactos alimentan los puentes de los rectificadores. Esta disposición tiene por objeto evitar la lenta descarga de los contactores a través de los rectificadores cuando están desexcitados los relés de mando 1CR o 2CR. Si no se empleasen los contactos en los circuitos de las bobinas, la desexcitación de los contactores S o R permitiría que la intensidad de sus corrientes fuese decreciendo lentamente a través de los rectificadores, lo cual se traduciría en una lenta inactivación y una tendencia de los contactos a soldarse entre sí. Arranque por resistencias escalonadas: En algunas instalaciones de motores alimentadas por un manantial de energía de limitada capacidad, el equipo de arranque debe proyectarse no sólo para reducir al mínimo las intensidades máximas, sino que a menudo debe restringir el incremento de intensidad de corriente a un determinado número de ampere por segundo o por medio segundo. El objeto de esta última condición es casi siempre el dar tiempo a los reguladores para compensar las excesivas caídas de tensión que producen las altas intensidades de corriente de arranque en los motores. Los aparatos de arranque que funcionan de este modo suelen llevar resistencias de red, que disminuyen considerablemente la tensión en el motor y quedan fuera de acción en dos o más etapas. En este aspecto, son similares a los aparatos de arranque de múltiples escalones o pasos para motores de c. c., en los que se va poniendo sucesivamente en corto circuito un grupo de resistencias aceleradoras incluidas en el circuito de inducido. Como quiera que la resistencia de red empleada en estos arranques es algo mayor que las del tipo de dos secciones representadas en la figura A, la tensión del motor resulta frecuentemente demasiado baja para arrancar con carga en el primer punto o escalón. Ésta no es una objeción insalvable, porque en el segundo escalón se desarrollará suficiente par de arranque, y, además, en condiciones que satisfarán la estabilidad de la instalación, En la figura B vemos un aparato de arranque a resistencias escalonadas en tres etapas, de la clase que acabamos de describir. Obsérvese que hay tres juegos de contactos 1S, 2S y R, conectados a las resistencias de red, y que las [email protected]

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secciones de las mismas se van poniendo en corto circuito en una determinada sucesión de tiempos, por los contactores respectivos. Cuando se oprime el botón de ARRANQUE el relé de mínima UV se excita y queda retenido por su enclavamiento. Al mismo tiempo se cierra otro contacto UV, para permitir que opere al contactor 1S, y ponga en marcha al motor; también se activan los relés temporizados TR y 1T R. Después de un retardo de 5 segundos el contacto 1TR-TC cierra, lo cual hace que el contactor 2S ponga en corto circuito una sección de cada resistencia de red. Se cierra también un contactar de enclavamiento 2S para excitar el relé temporizado 2TR, el cual, tras un nuevo retardo de 5 s., cierra su contacto en el circuito del contactor R. Esta última operación dará por resultado la total puesta en corto circuito de las resistencias de red y que el motor quede conectado directamente a la tensión total de línea. Para terminar, al abrirse el contacto R (normalmente cerrado) en el circuito del contactor 1S, se desexcitan los contactores 1S y 2S y los relés TR y 1TR. Sin embargo, el contactor R sigue excitado por conducto de una conexión desde el contacto de enclavamiento (cerrado) UV. Otra característica de este circuito es que el relé temporizado TR está graduado para abrir su contacto TRT.O. al cabo de 15 seg. En un arranque normal, se supone que el motor alcanza su velocidad de régimen en menos de 15 seg., de modo que el contacto TR-T.O. permanecerá cerrado hasta que el contacto 1S se abra para desexcitar el relé TR. No obstante, si el motor no acelerase plenamente en 15 seg., el contacto 1S permanecerá cerrado, el relé TR no se desexcitará, y el contacto TR-T.O. se abrirá para desexcitar el relé de mínima UV, por tanto, se detendrá el motor. Consideraciones prácticas Si hubiera que reducir el par de arranque del motor con medios elementales, con vistas a la máquina operadora o al proceso técnico, se puede intercalar una resistencia monofásica en una de las tres acometidas del motor, la cual se cortocircuita una vez terminado el proceso de aceleración. El valor de la resistencia y la intensidad a que ha de estar prevista para el deseado par de arranque reducido se puede deducir de la primera figura. Las intensidades de arranque de las otras dos acometidas permanecen casi invariables. El factor de potencia en cortocircuito (cosϕK) que aparece como parámetro en la segunda figura, puede estimarse en 0,4 para motores de una potencia entre 20 y 100 kW. Esta clase de arranque sólo entra en consideración en vacio o para reducido par antagónico. Es conveniente prever la resistencia previa con varias tomas, a fin de poder ajustar distintos valores del par de arranque. [email protected]

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Ejemplo: El par de arranque de un motor trifásico asíncrono con rotor de jaula de 28 kW, 380 V, 1460 r.p.m., que desarrolla en cortocircuito un par de 1,8 veces el nominal, debe reducirse al valor de éste. Se conocen: la intensidad nominal = 54 A, la intensidad de arranque =260 A y el factor de potencia de cortocircuito cosϕK = 0,4 ¿Qué resistencia monofásica hay que preconectar al estator y para qué intensidad ha de estar prevista?

En la parte superior de la segunda figura, con

y de la curva característica para cosϕK = 0,4 se obtiene: a.Rv= 1,25

Con a.Rv = 1,25 se obtiene en la curva característica de la parte inferior de la figura para cosϕK = 0,4. Luego: La resistencia monofásica R; a preconectar en el estator es, por consiguiente, de 1,06 Ω y ha de calcularse para 169 A en servicio de corta duración.

ARRANQUE POR REACTANCIAS Las reactancias de red, como las resistencias de red, reducirán la tensión del motor y la entrada de corriente durante el período de aceleración. Aun cuando los principios en que se basan ambos sistemas son, en este aspecto, esencialmente idénticos, cada uno de ellos tiene ciertas ventajas e inconvenientes. Para instalaciones en que son relativamente elevadas las tensiones o las intensidades, o ambas a la vez, y en las que el bloque de resistencias suele ser voluminoso, y la disipación del calor llega a constituir un problema, son preferibles los aparatos de arranque con reactancias. Por otra parte, el empleo de las reactancias da por resultado unas condiciones excepcionalmente reducidas de factor de potencia al arranque y tiende a agravar más todavía la ya deficiente regulación de la línea de alimentación. Ello se debe a que las bajas de tensión [email protected]

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en la línea tienden a aumentar a medida que disminuye el factor de potencia de la corriente de entrada. Las reactancias de red suelen construirse para operar con motores trifásicos más bien grandes, y los bobinados van provistos de derivaciones para facilitar los ajustes de tensión en el lugar de trabajo. Por lo general suele disponerse un núcleo laminado de tres columnas, semejante al empleado en los transformadores trifásicos, y alrededor de cada una de cuyas columnas se coloca un bobinado con tomas del número adecuado de espiras. Por supuesto que ha de tenerse especial cuidado en calcular el núcleo de forma que no resulta saturado mientras el motor se va acelerando, porque, en tal situación, la reactancia seria extremadamente reducida, y las intensidades de puesta en marcha se aproximarían a las existentes en el arranque con tensión total. En las bobinas se dejarán tomas normalizadas para conseguir, en las bornas del motor, tensiones del 50, 65 y 80 %. El esquema de conexiones de la figura ilustra un aparato de arranque con reactancias, en el que se han dispuesto tres derivaciones, a fin de que el motor pueda arrancar al 50, al 65 ó al 80 % de la tensión total; en el dibujo vemos conectada la toma del 50 %. En este esquema de regulación se incluye un amperímetro que mide la intensidad de corriente de alimentación en una aplicación trifásica presumiblemente equilibrada. Como quiera que el amperímetro esté conectado para registrar la suma vectorial de dos intensidades iguales desfasadas 120 grados eléctricos, su lectura será la misma que la de la corriente en cualquiera de los tres hilos de alimentación. Otra característica del circuito de control es una disposición que permite al motor volver a arrancar por sí mismo si la corriente se repone dentro de los 2 seg., después de una interrupción. Al oprimir el botón de ARRANQUE, se excita el relé 1CR y se cierran tres contactos asociados al mismo. El cierre de dos de estos contactos permite que se excite el relé 2CR, el cual cierra sus dos contactos N.O. ; el otro contacto de 1CR establece un camino hacia los componentes S, R, TR y 3CR. El relé UV queda así excitado, y su contacto UV-T.O. ayuda a mantener cerrados los tres contactores superiores, a la vez que se abre el contacto 2CR normalmente cerrado. Al funcionar el contactor S se establece un circuito a través de las tres reactancias de línea, y el motor arranca. Una vez el relé temporizado TR ha regulado la desconexión (estaba excitado a través del contacto cerrado 1CR), se activa el relé 3CR, cierra su contacto en el circuito del contactar R y permite que éste opere. Esta última acción hace que se cierren los contactos principales de R, se pongan en corto circuito las reactancias de red y se abra el contacto de enclavamiento R (N.C.). Por tanto, el contactor S queda desexcitado, desconecta por completo las reactancias del circuito, y el motor marcha normalmente alimentado a la tensión total. Si se [email protected]

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produce un corte en el suministro de corriente, todos los relés y contactores quedan desexcitados, pero el contacto UV-T.O. permanece cerrado durante el tiempo que se le señaló, por ejemplo, 2 seg. No obstante, si la corriente se restablece antes de los 2 seg., los contactos cerrados UV- T.0., y los N.C. 2CR facilitan un conducto de recuperación para el relé 1CR. Por tanto, este último se excita automáticamente, sin que haya necesidad de apretar el botón de ARRANQUE, y el motor se acelera en la forma acostumbrada. El motor puede pararse apretando el botón de PARO, lo cual hace que se desexcite el relé 1CR, mientras que el relé 2CR continúa excitado durante 2 seg., por conducto del contacto UV-T.O. y el enclavamiento 2CR. Esto significa que se abre el contacto normalmente cerrado 2CR, y no existe conducto de recuperación para el relé 1 CR. Por tanto, la máquina se para normalmente.

ARRANQUE POR AUTOTRANSFORMADOR Y TRANSICIÓN CON CIRCUITO ABIERTO Cuando se hace arrancar un motor polifásico con tensión reducida, siguiendo el método de resistencias o el de reactancias de red, las intensidades de la línea y del motor son, por supuesto, las mismas. La corriente de puesta en marcha será inferior a la que se tiene en el arranque con tensión total, aunque sólo en la medida que corresponda a las caídas de tensión ocasionadas por las resistencias de red. Por otra parte, el método de arranque por autotransformador alimenta el motor con una tensión reducida por el autotransformador, lo cual implica que la intensidad en el primario o de entrada es la misma parte alícuota de la intensidad del secundario o de trabajo, que la proporción que existe entre las tensiones del secundario y del primario. Así, despreciando el efecto de la corriente magnetizante (que, en ciertas condiciones, puede ser apreciable), las tensiones de arranque del motor, del 50, 65 Y 80 %, harán bajar la intensidad de entrada al 25, 42 Y 64 %, respectivamente, de los valores con tensión total. El efecto de línea, al reducir al mínimo la irrupción de la corriente de línea constituye, desde luego, un perfeccionamiento indiscutible respecto a los otros sistemas de «simple acción». En la construcción de autotransformadores trifásicos (o compensadores, como se llaman a veces) suelen montarse dos bobinados con tomas en torno a las columnas exteriores del núcleo de tres, y conectar las citadas bobinas en posición de V. Las tomas, normalizadas, se hacen en los puntos que corresponden al 50, 65 Y 80 % del valor nominal de la tensión para el motor. Como el factor de potencia al arranque suele ser bajo (en general, de menos del 0,5, con retraso), las caídas de la impedancia interna actúan para desequilibrar un tanto las tres tensiones de salida del motor; como consecuencia, se [email protected]

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reduce el par de arranque por debajo del valor correspondiente a la situación de equilibrio de tensiones. Sin embargo, los ensayos indican que el desequilibrio no resulta demasiado serio en muchas instalaciones, aunque a veces se utiliza la construcción con tres bobinas si se desea que el motor desarrolle el máximo par de arranque cuando funciona con perfecto equilibrio de tensiones en el motor. La figura presenta un diagrama de conexiones de un autotransformador de bobinas y su circuito de regulación, conectado a un motor trifásico. Obsérvese que el cuadro de ARRANQUE-PARO y sus dos relés son accionados desde el secundario de un transformador de regulación, mientras que un contactor R (MARCHA) de c. c. se halla conectado, a través de un puente rectificador, con el secundario de otro transformador de regulación. El contactor S y el relé CR se excitan, desde el manantial de alimentación, a la tensión total. Al oprimir el botón de ARRANQUE se excitan los relés UV y TR y quedan firmemente cerrados por la acción de sus contactos de enclavamiento, y otro contacto UV se cierra para excitar la bobina del contactor S. Cuando funciona este último, se abre inmediatamente el contacto N.C. del primario del transformador inferior de regulación (lo cual evita eléctricamente la actuación simultánea de los contactores S y R, que, además, están enclavados mecánicamente), se cierra un contacto de enclavamiento en el circuito del relé CR y cinco contactos principales en el autotransformador. Por consiguiente, el motor arranca con tensión reducida (0,65 Enominal en el dibujo), puesto que el punto neutro de los bobinados está formado por dos contactos S, y las conexiones de potencia para el funcionamiento se toman en los extremos de los bobinados y en el motor por otros tres contactos S. Una vez el relé TR ha terminado la temporización, se cierra el contacto TR-T.C., para excitar el relé CR, que abre instantáneamente el contacto N.C. en serie con el contactar S, el cual se desexcita y cierra un contacto de enclavamiento en el circuito del contactar R. Al inactivarse el contactor S, se abren los cinco contactos principales, y el motor queda momentáneamente desconectado de la línea de alimentación. A continuación se cierra el contacto N.C. S, lo cual permite que se excite el contactor R y determina el cierre de los tres contactos principales R. El motor empieza entonces a marchar conectado a tensión total sobre la línea de alimentación, con los bobinados del compensador desconectados del todo. Transcurre un breve intervalo entre la marcha con tensión reducida y la marcha con tensión total, o sea, entre la apertura de los contactos S y el cierre de los contactos R, cuando el motor, girando a una velocidad próxima a la de régimen, está desconectado por completo de toda corriente de alimentación. Pero durante este período se desarrollan ciertas tensiones en el bobinado del estator, el cierre final de los contactos R puede traducirse en una entrada de corriente excepcionalmente intensa cuyo valor de cresta dependerá de la relación de fase entre las tensiones generadas y las aplicadas en el instante en que se efectúa la conmutación, y puede superar la intensidad de arranque con tensión total. Por tanto, este sistema de conmutación, llamado de transición abierta, no es tan adecuado cuando algunos máximos ocasionales de intensidad pueden resultar perjudiciales. Como ya hicimos observar, los métodos de arranque por resistencias o reactancias de red evitan la dificultad apuntada.

ARRANQUE POR AUTOTRANSFORMADOR Y TRANSICIÓN CON CIRCUITO CERRADO Transición con circuito cerrado. En la figura se da el diagrama del circuito de un autotransformador de tres bobinas, conectado a un motor y un circuito de regulación que permite la transición con circuito cerrado. Esta disposición se emplea para un motor de 200 CV, 208 V, trifásico, en jaula de ardilla, destinado a una instalación de climatización o acondicionamiento de aire, de dimensiones relativamente aceptables. De nuevo vemos aquí el cuadro de pulsadores de ARRANQUE-PARO y el gran contactor R de c. c., con su unidad rectificadora, conectados al secundario, de 115 V, de un transformador de regulación de 208/115 V. Obsérvese que para salvar el inconveniente relativo a la transición con circuito abierto, se necesita un contactor adicional. Como ya se explicó, uno de ellos, el 1S, se emplea para el neutro del transformador, mientras que los otros (2S y R) son necesarios, respectivamente, para conectar a la línea el transformador y el motor. Al oprimir el botón de ARRANQUE, se excita el relé UV, que cierra tres contactos de enclavamiento: el primero, para fines de retención; el segundo (en el exterior) proporciona un camino para 1S, 2S y TR y el tercero (en el interior) gobierna los circuitos asociados a la marcha normal del motor, es decir, el del relé CR y el del contador R. Al actuar el contador 1S, se abre en seguida un contacto de enclavamiento N.C., para evitar eléctricamente el cierre simultáneo del contactor R; se cierran dos contactos 1S para formar el punto neutro [email protected]

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del transformador, así como un enclavamiento 1S, para excitar el contactor 2S, con lo cual se cierran dos contactos de enclavamiento 2S. A su vez, se cierran luego los tres contactos principales 2S, al objeto de que el motor arranque con tensión reducida. (En el dibujo, con 0,5 Enominal). Transcurrido el tiempo concedido por el relé TR, se cierra el contacto TR- T.C., se excita el relé de mando CR y se abre inmediatamente el contacto NC.CR en el circuito del contactor 1S. Cuando esto sucede, se conecta el molar a la línea de alimentación a través de las tres bobinas del transformador, que entonces actúan como reactancias. Tras la inactivación del contactar 1S, se produce el cierre del contacto N.C. 1S en el circuito rectificador y la apertura de un contacto de enclavamiento 1S (a 2S y TR), que antes estaba derivado por dos contactos 2S. Por último, actúa el contactar R para conectar el motor directamente a la línea de alimentación, después de lo cual, se abre R-T.O. para desexcitar el contactor 2S y abrir sus contactos. Obsérvese que todo este proceso de conmutación se desarrolla sin interrumpir los conductores de alimentación al motor. El sistema de transición con circuito cerrado, llamado conexión Korndorfer, elimina la dificultad apuntada en la transición a circuito abierto, aunque para ello se ha de emplear un contactor más. Consideraciones prácticas: Si se reduce la tensión aplicada al motor por medio de un transformador de arranque, la intensidad de parada se reduce en aquél en igual proporción, mientras que el par de bache y la intensidad de red disminuyen de forma cuadrática. Así, p. e., con una tensión de arranque del 50% de la red, es decir, para una relación de transformación de 2 : 1 entre el primario y el secundario, la intensidad de conexión en la red y el par de giro del motor sólo son el 25% de los valores que se obtienen en la conexión directa. Por consiguiente, la potencia del transformador de arranque, necesaria únicamente para el servicio de corta duración, es también el 25 % de la potencia aparente del motor en el caso de conexión directa. Si la intensidad de conexión se debe reducir en la proporción 1:n, es decir, a IA/n, la tensión secundaria del transformador de arranque tiene que estar con la del primario en la relación 1: raíz(n), y el transformador deberá calcularse para una potencia aparente en servicio de corta duración (S2) de 1/n de la potencia aparente de cortocircuito del motor a plena tensión. Ejemplo: ¿Cuál es la potencia absorbida por un transformador de arranque y qué tensión de arranque debe elegirse, si un motor trifásico de 1600 kW, 6000 V, 180 A. absorbe en la conexión directa una intensidad de arranque 5,5 veces la nominal, desarrolla un

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par de arranque igual a 1,1 veces el par nominal y la intensidad de conexión ha de reducirse en la red a dos veces la intensidad nominal? En este caso n=5,5/2=2.75. Puesto que la corriente de la red se reduce a 1/2.75 de su valor, el par de arranque desciende igualmente a 1/2.75 del suyo, siendo por tanto 1,1:2.75=0.4 veces el par nominal. La tensión del secundario ha de ser igual a 1/raíz(2.75) veces la tensión del primario, es decir, 6000 : 1,66 = 3610 V. Puesto que la plena potencia aparente de cortocircuito del motor es de raíz(3). 6000. 180. 5,5. 10-3 = 10300 kVA, el transformador de arranque debe calcularse para 10300/2.75, es decir, para 3740 kV A en servicio de breve duración (S2). La correspondiente duración de la carga depende del tiempo de arranque y de la frecuencia de maniobra del motor.

ARRANQUE ESTRELLA TRIÁNGULO Transición a circuito abierto: Cuando un motor trifásico en jaula de ardilla está proyectado para operar normalmente con el bobinado del estator en triángulo, la tensión por cada fase en la misma que la de alimentación. Por tanto, si se conecta el bobinado en estrella por medios exteriores durante el período de arranque, la tensión por fase se reducirá a EL /raíz (3) o sea, a un 58 % del potencial de la red. Esta disposición sirve de base a otro

método de arranque con tensión reducida, aunque sólo puede aplicarse cuando se han sacado al exterior los dos extremos de cada una de las tres fases del bobinado. El diagrama de la figura muestra cómo se realiza esto mediante tres juegos de contactos (tres contactores). Al oprimir un botón de arranque, se cierran dos contactos S para conectar los tres arrollamientos de fase A, B y C en estrella, hecho lo cual, se cierran los tres contactos de línea; con ello arranca el motor en condiciones que equivalen a una tensión de red de 0,58 EL. Tras un breve lapso de tiempo, determinado por el ajuste de un relé de retardo, los relés de conmutación abren primero los contactos S y luego cierran los R. Con los tres ángulos del triángulo conectados entonces a la alimentación, el motor empieza a girar normalmente con su tensión nominal. Una ventaja importante de este sistema de arranque con tensión reducida, es la de que no necesita ningún equipo accesorio, como resistencias, reactancias o transformadores. La corriente de puesta en marcha y el par de arranque se reducen considerablemente con este método. Si suponemos que sus respectivos valores son de 6IFL y 1 ,5 MFL con arranque a tensión total, es decir, cuando el bobinado está conectado en triángulo, la intensidad en cada fase del bobinado será de 6/raíz (3) IFL en las condiciones supuestas. Sin embargo, la tensión en los bornes de cada fase del bobinado ha disminuido hasta el 0,58 Enominal al emplear la conexión en estrella, la intensidad máxima de red, será de 0,58 x 6 raíz (3) IFL ó 2 IFL ; además, el par de arranque, que varía como el cuadrado de la tensión por bobinado, será [email protected]

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de [1/raíz(3)]2 x 1,5 MFL = 0,5 MFL . Obsérvese, en especial, que tanto la intensidad de entrada de la línea como el par de arranque, son la tercera parte de sus valores con tensión total. En la figura vemos el diagrama de conexiones de un circuito de regulación en estrella-triángulo, conectado a las tres fases de bobinado de un motor. Como ya dijimos anteriormente, su funcionamiento se basa en el cierre de los contactos S y M, lo cual permite que el motor se acelere hasta cerca de su velocidad de régimen y en la apertura de los contactos S, antes de que puedan cerrarse los contactos R. Los aparatos reguladores han de imponer esta última restricción a los contactores S y R, ya que su funcionamiento simultáneo determinaría un corto circuito importante. Para evitarlo se ha dispuesto un doble enclavamiento, mecánico y eléctrico. Al oprimir el botón de ARRANQUE, el motor se pone en marcha con el bobinado en estrella. Esto excita el relé CR, que cierra cuatro contactos de enclavamiento: uno, para fines de retención, y los otros tres, para permitir la excitación del relé temporizado TR y de los contactores M y S. Los dos contactos S establecen el punto (central) de la estrella en el bobinado, y los contactos M lo conectan al manantial de alimentación. Transcurrido el tiempo concedido por el relé TR, se abre primero el contacto TR-T.O., para desexcitar el contactor S, y luego se cierra el contacto TR-T.C. para excitar el contactar R. Por tanto, la apertura de los contactos S para abrir el neutro, va seguida del cierre de los tres contactos R para interconectar el bobinado en triángulo y alimentarlo de la línea. Este sistema de conmutación requiere que transcurra un breve intervalo entre la apertura de S y el cierre de R, cuando el motor está completamente desconectado de los conductores de alimentación; por tanto, representa una transición con circuito abierto. Transición a circuito cerrado: Para evitar la posibilidad de que irrumpa una elevada corriente cuando el bobinado queda momentáneamente en corto circuito al pasar de la conexión en estrella a la conexión en triángulo, al objeto de mantener la debida continuidad se utiliza un sistema de regulación modificado, en el que se incluye un juego especial de resistencias y otro contactar. En el esquema se muestra una transición de circuito cerrado para un motor trifásico de 304 CV a 208 V, que acciona un ventilador bastante grande. Obsérvese que incluye dos contactores principales tripolares (TP) 1M y 2M, un contactar bipolar (DP) de punto neutro y un contactar de transición TP. El circuito de regulación funciona de la siguiente manera: 1. Al oprimir el botón de ARRANQUE, se excita el relé UV y se cierran tres contactos UV. 2. El contactar S se excita para formar el neutro en los puntos N1 y N2 del bobinado. 3. El relé 1CR se excita, opera el contactar 1M y el bobinado, que ahora está en estrella, y se conecta a la alimentación en los terminales T1, T2 Y T3. [email protected]

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4. Una vez que el relé temporizado TR ha agotado su tiempo (está excitado por medio de los contactos S o 1CR), se cierra el contacto T R- T.C. en el circuito del contactor T. Ello determina el cierre de los tres contactos T, los cuales, a su vez, conectan una resistencia en paralelo con cada una de las tres fases del bobinado; éste sigue conectado en estrella. 5. Seguidamente se abre el contacto T-T.O. y desexcita el contactor S. Por tanto, se abren los contactos S, con el resultado de que cada fase del bobinado y su correspondiente resistencia quedan conectadas en serie y a la tensión total de entrada. El bobinado está ahora en triángulo, con una resistencia en cada fase para limitar la entrada de corriente cuando se hace el cambio o conmutación. 6. Al quedar inactivado el contactar S, se cierra el contacto de enclavamiento N.C. S para que se excite el relé 2CR, y se abre el contacto de enclavamiento N.C. 2CR para aumentar el margen de seguridad. 7. Luego se excita el contactar 2M, se cierran sus tres contactos, y cada uno pone en corto circuito una resistencia. El bobinado queda ahora, normalmente, en triángulo, y está conectado de manera directa a la tensión total de la red. 8. Se abre el contacto de enclavamiento N.C. 2M, se desexcita el relé TR, el contacto de enclavamiento TRT.C. se abre a su vez, y se desexcita el contactor T. Esta última acción interrumpe los tres circuitos de las resistencias. Consideraciones prácticas: Se realizará el arranque en estrella-triángulo de motores con rotor de jaula de ardilla, cuando se exija un par motor especialmente bajo (arranque suave) o cuando se exija que las intensidades en el arranque sean reducidas (p.ej. porque así lo solicita la compañía distribuidora de energía eléctrica). Los pares de estos motores son aproximadamente iguales a los de los motores con rotor de anillos rozantes que arranquen a media carga; el par de arranque y el par máximo y todos los otros valores del par motor, así como la intensidad de arranque, se encuentran comprendidas entre el 25% y 30% de los valores que rigen en el caso de conexión directa. El par resistente durante el tiempo de arranque en que establece la conexión en estrella debe encontrarse en una magnitud suficientemente por debajo del par motor. Esto equivale, en la mayoría de las ocasiones, a arrancar en vacío. La conmutación de estrella a triángulo se realizará sólo cuando el motor se encuentre en un régimen de velocidad que esté próximo al de servicio. Del par y de la intensidad de corriente, por cuyo motivo pierde su justificación la conexión en estrella. Si se trata de grandes momentos de inercia y de pares resistentes mayores del 15% y 20% del par motor correspondiente a la conexión en triángulo, habrá que proceder con la debida precaución, y consultar si fuese preciso. En los motores de rotor de jaula de ardilla, se puede conseguir también un arranque suave con la conexión Kusa, en la cual se intercala, durante el proceso de arranque, una resistencia o una bobina de reactancia en una de las fases. De esta manera, se reduce el par de arranque en la magnitud que se desee. La intensidad de arranque en las dos fases, en las que no hay intercaladas ni resistencias ni bobinas de reactancias, es algo mayor que en el caso de conexión directa. En las consultas sobre los procesos de arranque, habrá que indicar los siguientes datos:  Potencia del accionamiento y velocidad nominal de rotación de la máquina accionada.  Velocidad de rotación proyectada para el motor. [email protected]

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 

Par resistente de la máquina accionada en dependencia de la velocidad de rotación. Par de inercia externo total, con indicación de la velocidad de rotación de referencia o referido a la velocidad de rotación del eje del motor.  Números de arranques en un cierto intervalo y duración de la conexión.  Transcurso de los ciclos de trabajo (clase de frenado). En caso de tratarse de motores de polos conmutables, estas indicaciones se harán separadamente para cada velocidad de rotación. Las medidas para limitar la corriente de arranque en un motor con rotor de jaula ya acabado, en el que no puede realizarse ninguna modificación, consisten normalmente en aplicar al motor durante el arranque una tensión reducida. La conexión estrellatriángulo sólo se puede emplear en máquinas cuyo circuito de servicio sea la conexión en triángulo. En el arranque, el motor se conmuta en estrella, y una vez alcanzada la velocidad de régimen se vuelve a conectar en triángulo. La corriente de arranque desciende en las acometidas a la red a menos de un tercio. En las ramas del motor se reduce a menos del 57 %. El par de arranque se reduce en igual proporción que la corriente de la red y, por tanto, es menor de un tercio del par de arranque en conexión directa. El arranque estrella-triángulo únicamente satisface su objetivo si el motor en la conexión de arranque se acelera aproximadamente hasta la velocidad nominal, es decir, si la máquina operadora puede descargarse. Si no fuera así, el motor queda en una velocidad inferior, y al conmutar tiene lugar un golpe instantáneo de corriente, que llega casi al valor de la intensidad de conexión no reducida, con lo cual no se logra, en parte, el efecto propio de la conexión estrella triángulo. Las figuras ilustran las interdependencias de estos casos. En el arranque estrella-triángulo, para un valor apreciable del par antagónico de la máquina operadora se produce un mayor calentamiento de arranque que en la conexión directa, debido a la menor tensión. Este no es el caso en la aceleración pura de masas. Sin embargo, si se presenta a menudo una carga débil, la conexión triánguloestrella ofrece la posibilidad de mejorar el rendimiento y factor de potencia del motor de accionamiento, a base de conservar también en servicio la conexión en estrella en el margen de carga inferior a un tercio de la plena carga. La tercera figura muestra las curvas características de rendimiento y de factor de potencia para la conexión triángulo-estrella en función de la potencia suministrada por un motor trifásico de 7,5 kW de potencia nominal.

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1.5.3. ARRANQUES DE MOTORES CON ROTOR BOBINADO DE ANILLOS ROZANTES Los aparatos de arranque para motores de rotor bobinado son semejantes a los de resistencias escalonadas con tensión reducida para motores en jaula de ardilla, en los cuales se van eliminando escalonadamente las resistencias del primario, para regular las corrientes de arranque. Sin embargo, contrastando con lo que ocurre en el equipo del motor en jaula de ardilla, en el de rotor bobinado la intensidad de corriente en el estator es un reflejo - debido a la acción del transformador - de la intensidad en el circuito del rotor cuando se introducen modificaciones o ajustes en el valor de la resistencia. Para eliminar las resistencias del secundario en el motor cuando éste se acelera, pueden emplearse dos métodos. El más empleado consiste en ir poniendo simultáneamente en corto circuito resistencias iguales en las tres ramas, lo cual mantiene en equilibrio las condiciones de servicio y, teóricamente, es la disposición más acertada. Más económico resulta otro sistema, que consiste en emplear contactores unipolares, cada uno de los cuales pone en corto circuito una resistencia en cada rama - los tres al mismo tiempo -. Con esto se aprovechan mejor las posibilidades del equipo de regulación, puesto que se pueden emplear más etapas de aceleración, aun cuando ciertas condiciones de desequilibrio tienden a originar pulsaciones en el valor del par y esfuerzos mecánicos adicionales. Los ensayos indican que la resistencia efectiva de un circuito de rotor desequilibrado es aproximadamente igual a la media de las tres resistencias, y viene dada por la ecuación: La cuantía en que haya de reducirse esta característica funcional dependerá del grado de desequilibrio. En el primer escalón, cuando la resistencia del rotor es relativamente elevada, la disminución del par no suele ser lo bastante importante para impedir que el motor se acelere correctamente con una carga ligera. Sin embargo, con cargas pesadas, el desequilibrio de la resistencia puede ser causa de las pulsaciones del par, las cuales conducen a que el motor se detenga hacia la mitad de su velocidad normal. Por tanto, se recomienda que los motores no funcionen durante períodos dilatados con las resistencias del rotor mal equilibradas, y muy especialmente cuando la potencia nominal del motor exceda de los 50 CV. Para motores más potentes, de 200 CV o más, las resistencias del secundario pueden ser columnas de líquido, tales como una solución acuosa de carbonato sódico, en un recipiente de acero. Para las maniobras de arranque y marcha, las resistencias pueden graduarse impulsando con bombas el líquido a distintos niveles en el recipiente, que está ocupado por una especial disposición de placas. Las ventajas de este sistema de regulación son:  La aceleración suave y sin escalones.  La alta capacidad térmica.  La sencillez de construcción. En la figura A se da un diagrama de conexiones de un aparato magnético de arranque, de cuatro pasos, conectado a un motorcito de rotor bobinado. Como se observará, las condiciones de equilibrio de la [email protected]

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tencia del rotor se mantienen mediante el cierre de sucesivos juegos de contactos 1A, 2A Y 3A; para los dos primeros juegos se utilizan contactores bipolares, y para el último, una unidad tripolar. El último escalón corresponda al punto de velocidad de régimen, la puesta en corto circuito de los tres pares de líneas ayuda a reducir la resistencia de los contactos para el funcionamiento con resistencia nula. Cuando los motores accionan cargas con servicio intermitente, tales como las grúas, descargaderos de mineral, montacargas y otra maquinaria pesada en acerería y laminación y en plantas industriales, los temporizadores mecánicos de c. a. suelen ser menos robustos que los contactores a los que van unidos, y pueden llegar a multiplicar los problemas de mantenimiento. En esta clase de instalaciones ha dado mucho mejor resultado el empleo de los relés de c. c. con retardo posterior a la desexcitación, excitados por medio de rectificadores. Véase, en la figura B, un diagrama de circuito de regulación, temporizado por componentes de esta clase. En este caso se excitan los tres relés aceleradores 1AR, 2AR Y 3AR, y sus contactos N.C. se abren apenas se cierra el interruptor principal; así, los contactores 1A, 2A Y 3A no pueden excitarse hasta que puedan cerrarse los contactos de cierre temporizado por la desexcitación de sus respectivos relés. El pulsar el botón de ARRANQUE hace que se cierren los tres contactos principales M de la línea, para poner en marcha al motor con la máxima resistencia en el secundario; se abre también un contacto de enclavamiento M en el circuito del primer relé, o sea, 1AR, el cual, al cerrar su contacto tras una breve demora, deja en corto circuito el primer juego de resistencias. Después de esto, se abre el contacto de enclavamiento N.C. 1A, se cierra el enclavamiento N.O.1A y se desexcita el relé 2AR. Una vez transcurrido el período de temporización de éste, se cierra su contacto N.C. y permite que se excite el contactor 2A, para poner en corto circuito el segundo grupo de resistencias. Con la apertura del contacto de enclavamiento N.C.2A, se desexcita el relé 3AR para que cierre su contacto en el circuito del contactor 3A, después de un cierto intervalo, lo cual hace que funcione dicho contactor. Así queda fuera del circuito el último juego de resistencias, y el motor prosigue su marcha en régimen normal. Una importante característica de los motores de inducción es la de que la tensión en el rotor y su correspondiente frecuencia son directamente proporcionales al deslizamiento del rotor, y que sus valores máximos se hallan en la situación de reposo, para disminuir hasta cero a la velocidad sincrónica. Como es natural, en el motor de rotor bobinado, estas cantidades pueden medirse en los colectores y, si así conviniese, pasarlas a circuitos sintonizados de relés, especialmente diseñados para responder a determinadas frecuencias y que actúen para temporizar el cierre de un grupo de relés de aceleración. En efecto, el sistema se ha utilizado en un dispositivo de regulación ilustrado en la figura C, en el que cada uno de los cuatro relés de aceleración va conectado en serie con un condensador adecuadamente elegido, y la combinación se excita en los terminales de salida de un divisor de tensión. Los circuitos RLC representados por relés semejantes y [email protected]

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distintos valores de capacitancia, están calculados para activarse instantáneamente a 60 Hz, es decir, en situación de reposo, y para desconectar a las frecuencias señaladas. Estas últimas pueden tener cualesquiera valores adecuados, como, por ejemplo, los de 44, 34, 20 Y 9 Hz. Por tanto, para un motor tetrapolar cuya velocidad sincrónica es de 1800 r. p. m., estas frecuencias corresponderían a 480, 780, 1200 Y 1530 r. p. m. La figura D ilustra con toda claridad los circuitos en serie RCL. Obsérvese que la posición de cada curva de la intensidad en función de la frecuencia depende del valor del condensador, y que la intensidad varía considerablemente con la frecuencia. Los relés están graduados para permanecer excitados por encima de ciertos valores mínimos de intensidad, y para in activarse, a medida que el motor va ganando velocidad y hace bajar la frecuencia y la intensidad. El circuito de la figura C se ha proyectado para operar, esencialmente, en la misma forma que el descrito en la figura B para el aparato de arranque con relé de retardo posterior a la desexcitación, con la única diferencia de que la aceleración del motor va gobernada por relés de frecuencia. En el momento en que el motor arranca con la máxima resistencia en el secundario, los cuatro relés se excitan y actúan (Fig. D), y las bobinas de los contactores se desexcitan. A una frecuencia del rotor de 44 Hz (180 r. p. m. para un motor de cuatro polos, 60Hz), se desexcita 1AR, se cierra su contacto N.C., y el contactar 1A actúa para poner en corto circuito el primer juego de las resistencias del secundario; asimismo se cierra un contacto de enclavamiento 1A al objeto de preparar al contactar 2A para la etapa siguiente. Cuando el motor alcanza una velocidad de 780 r. p. m. y la frecuencia se reduce a 34 Hz, se desexcita el relé 2AR, y el segundo grupo de resistencias queda eliminado por el contactor 2A. Operaciones semejantes se sucederán a los 20 Hz (1200 r. p. m.) y, finalmente, a los 9 Hz (1530 r. p. m.), cuando el motor se acelera hasta alcanzar su velocidad de régimen. [email protected]

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CONSIDERACIONES PRÁCTICAS Los rotores de anillos rozantes están dotados, por lo general, con devanados trifásicos, los cuales se conectan en estrella o en triángulo con tres anillos rozantes, en los que rozan las escobillas. Los rotores de anillos rozantes hasta unos 100 kW a 1500 r.p.m. se construyen en su mayoría con escobillas fijas. Los motores mayores se prevén frecuentemente con dispositivos levanta-escobillas y aros de cortocircuito. Por intercalación de resistencias externas en el circuito del rotor, conectadas a las escobillas, puede variarse entre amplios límites la corriente y el par del motor en el arranque y en la aceleración. Para cada una de las resistencias del rotor se obtienen diferentes curvas características del par de giro, teniendo todas ellas igual par máximo. El deslizamiento máximo es proporcional a la suma de la resistencia del devanado rotórico y de la resistencia previa de éste. Todas las curvas parten por ampliación de los valores de abscisas, medidos desde el punto de la velocidad sincrónica, hacia la izquierda de la curva característica par de giro-velocidad del motor con secundario cortocircuitado. Si se multiplica el valor de la resistencia total del circuito rotórico, se multiplicarán en la misma proporción los valores de deslizamiento para iguales pares de giro, tal como se muestra, a título de ejemplo, en la primer figura para el triple y séxtuplo de la resistencia (es decir, por pre conexión de una resistencia de rotor doble y quíntuplo). De aquí puede hallarse una respuesta a la pregunta sobre el par de arranque del motor trifásico con anillos rozantes, en el sentido de que éste puede ajustarse a cualquier valor hasta el par máximo por medio de resistencias previas intercaladas en el circuito rotórico. Estas se erigirán de modo que el punto de arranque quede situado entre el punto de vacío y el máximo, con lo cual la intensidad de arranque disminuye mucho respecto a la de motores con rotar de jaula. Para un dimensionado correcto de la resistencia previa, la máquina arranca, p. e., con el par nominal, si también en reposo absorbe sólo de la red la intensidad nominal. Por lo general, el arrancador se ajusta para un arranque del motor con 50%, 100% o (en caso de arranque difícil) con 200%. En el proceso de aceleración del motor se reajusta generalmente el arrancador, de modo que se mantenga un par medio de giro y una intensidad media correspondiente (segunda figura). A menudo, el proceso de arranque en condiciones difíciles sólo puede vencerse con rotores de anillos rozantes. Al contrario del motor con rotor de jaula, en el que el calor de arranque y frenado se acumula exclusivamente en el rotor, en el motor con rotor de anillos rozantes se distribuye entre el inducido y las resistencias previas; con un dimensionado adecuado, la mayor parte del calor es absorbido por éstas. Las pérdidas se distribuyen según la relación, en cada momento, entre la resistencia del devanado rotórico y la resistencia previa de éste. Puesto que las resistencias previas correctamente calculadas tienen un valor varias veces superior al de las resistencias retóricas, la parte de calor que corresponde al devanado rotórico es menor. El motor absorbe de la red la potencia activa P, la cual es tanto mayor que la potencia de entrehierro PL cuanto menores son las pérdidas en el estator. PL depende únicamente del par de giro. Su subdivisión [email protected]

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en la potencia mecánica del rotor P2 y en la potencia eléctrica secundaria de pérdidas Pv depende únicamente del correspondiente deslizamiento del motor. En reposo, es decir, en el momento del arranque, puesto que el deslizamiento es 1, la potencia total de entrehierro debe ser absorbida en forma eléctrica por el circuito del rotor; principalmente por las resistencias previas. La potencia mecánica es aún nula. El valor de la resistencia de arranque Rv necesaria para obtener un determinado par de giro M y un deslizamiento momentáneo deseado s se puede obtener con ayuda del deslizamiento s= f(M) y de la resistencia del devanado rotórico R2. Esto es:

En reposo, debido a que s = 1, rige:

Ejemplo: un motor con un deslizamiento nominal del 4% debe arrancar con par nominal, entonces:

La intensidad rotórica I2 se puede calcular aproximadamente mediante la potencia activa suministrada P 2 en W, de la tensión rotórica en reposo U20 (medida entre dos anillos rozantes) y del rendimiento η:

Con pares de giro hasta el valor del par nominal, la intensidad rotórica depende linealmente del par. Ejemplo: P2 = 200 kW, U20 = 480 V, η = 92%.

1.5.4. ARRANQUE MEDIANTE ARRANCADORES ESTÁTICOS (ARRANCADORES SUAVES) La aparición y abaratamiento relativo de los semiconductores de potencia, junto con la posibilidad de preparar algoritmos de control sofisticado en los modernos microprocesadores, han hecho que la electrónica de estado sólido permita realizar convertidores. Estos convertidores no tienen componentes en movimiento, por lo que se les denomina también convertidores estáticos. En el área de arranque de motores asíncronos se emplean los siguientes convertidores electrónicos a base de semiconductores de potencia:  Arrancadores estáticos, llamados también arrancadores suaves.  Equipos para insertar de modo pulsante la resistencia rotórica adicional de los motores de anillos. Indicamos que también se usa el convertidor de frecuencia, pero su justificación se hace por la función de regulación de velocidad, siendo la posibilidad de arranque una prestación adicional. Los sistemas de arranque ya descriptos para motores de rotor en cortocircuito dan como resultado unas intensidades muy superiores a la nominal, con discontinuidades importantes, cuando se hacen las conmutaciones. Es, pues, interesante analizar la posibilidad de empleo de arrancadores estáticos, denominados [email protected]

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también arrancadores suaves. Son aplicables a los motores asíncronos de rotor en cortocircuito y a algunos motores síncronos cuando arrancan de modo asíncrono. Un sistema correcto de arranque ha de conseguir que la intensidad absorbida sea la precisa para vencer al par resistente y producir un exceso de par acelerador capaz de vencer a la inercia del motor más su máquina accionada en el tiempo requerido. Así, en accionamientos de bombas y ventiladores, el par de arranque crece con el cuadrado de la velocidad, por lo que en las primeras fases del proceso de arranque sobra par motor y sería posible arrancar con valores menores de la intensidad absorbida. Esta reducción de la intensidad evita esfuerzos y caídas de tensión en los transformadores y en las líneas de alimentación de los motores, consiguiendo mejorar la calidad del servicio en la instalación del usuario y en la de otros que están conectados a la misma línea de alimentación. En la Figura 1 se ve la disposición de principio de un arrancador estático suave. Cada línea de fase tiene dos tiristores en anti paralelo, de modo que la tensión aplicada al motor se controla variando el ángulo de conducción de los tiristores. Al comienzo, los tiristores son encendidos con lapsos muy cortos, de modo que el efecto es el de una reducción de tensión aplicada en las bornes del motor. El motor asíncrono modifica el par y la corriente en función de la tensión aplicada. De este modo el par y la intensidad quedan controlados a través de la tensión aplicada. A medida que el arranque progresa, el sistema de control va aumentando el ángulo de conducción manteniendo la intensidad dentro de las consignas proporcionadas por el control. Actualmente, todos los sistemas de control se realizan a base de microprocesadores, en los que se integran funciones de control principal y auxiliar, tales como:  Control de intensidad.  Rampa de tensión aplicada.  Control de tiempo de arranque.  Optimización del factor de potencia del motor.  Optimización del rendimiento a bajas potencias.  Monitorización.  Auto diagnóstico. Las ondas de corriente no son sinusoidales y sus armónicos superiores producen en el motor efectos indeseables, tales como:  Pares parásitos.  Pérdidas adicionales y calentamiento.  Vibraciones.  Ruido. Estos efectos negativos quedan compensados por las ventajas del sistema. Al variar la tensión aplicada en bornes del motor, se producen los siguientes efectos:  El par motor cambia proporcionalmente al cuadrado de la tensión eficaz.  La intensidad absorbida es proporcional a la tensión eficaz. Este arranque tiene similitud con algunos de los ya descritos, y pertenece a la categoría de los de tensión reducida. Guarda analogías con el modo de arranque controlado por resistencias en el estator, con diferencias a favor del arrancador suave, ya que ahora la tensión aplicada es directamente controlable. Con los arrancadores estáticos, se obtienen pares suaves e intensidades adecuadas a las demandas de cada accionamiento. La variación gradual de la tensión eficaz de salida del arrancador suave se hace con dos criterios independientes o relacionados:  Rampa de tensión aplicada a partir de un valor mínimo.  Intensidad limitada. Gracias a ellos obtendremos:  Control de intensidad propiamente dicho.  Control dinámico de sobretensiones de forma que, al aparecer las mismas, el sistema de control reduzca el ángulo de conducción de los tiristores con el fin que la tensión aplicada sea la de consigna.  Ahorro de energía. El sistema de control puede medir el factor de potencia del motor y, en consecuencia, reduce la tensión aplicada en cuanto el motor está dando potencias inferiores a la nominal. [email protected]

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Las pérdidas magnéticas disminuyen mejorando el rendimiento. Sin embargo, hay que hacer un análisis correcto, pues el arrancador suave da incrementos de pérdidas en el motor, como se acaba de indicar anteriormente.  Protección térmica del motor, sus cables, del aparataje y del propio arrancador.  Protección mecánica del conjunto motor, máquina accionada, transmisión y engranajes gracias al control de aceleración que se puede lograr.  Control en la fase de frenado. El arrancador estático no vale para los arranques muy duros que exigen fuerte par motor, ya que funciona en base a reducción de tensión. En estos casos la única solución es emplear un motor de rotor bobinado con inserción de resistencias. Actualmente los arrancadores estáticos suaves están normalizados por los fabricantes, en sus gamas de baja y media tensión. Algunas aplicaciones típicas:  Maquinaria textil: impide las roturas del hilo o fibra.  Cintas transportadoras: evitan daños en los materiales que transportan.  Bombas: eliminando el golpe de ariete.  Telesillas y remontes de esquí: aumentando el confort y la seguridad de los pasajeros.  Sopladores y ventiladores: por su alta inercia y bajo par.  Unidades de trefilado.  Bombas que controlan el caudal mediante un gran número de arranques y paradas.  Compresores.  Plataformas móviles.  Trituradoras y agitadoras en los procesos químicos. Opciones: Los fabricantes dan algunas otras opciones al arrancador estático, que sirven para hacer más atractiva su aplicación en los accionamientos; citamos, entre ellas:  Parada suave.  Incremento de tensión al inicio de arranque.  Ahorro energético en los regímenes de bajas potencias. Parada suave: Hay accionamientos en los que la característica de par resistente ML(n) tiene una pendiente elevada y la inercia referida al eje del motor es baja. Esto sucede en las bombas centrífugas, cintas transportadoras, elevadores. En las bombas la desaparición brusca de tensión en bornes hace que la deceleración elevada provoque inestabilidades hidráulicas en el sistema (golpe de ariete).Esta función de parada suave facilita una rampa de tensión de valor negativo y que usualmente es del doble de duración que la rampa de arranque. La rampa acaba en la tensión umbral para el arranque Uo y entonces se desconecta el motor. Esta función de parada suave no tiene sentido en los accionamientos de par resistente pequeño y alta inercia. Hay en ciertas máquinas accionadas un par resistente muy fuerte a velocidad cero, que baja inmediatamente: es el denominado par de despegue. En estos casos un arrancador estático convencional tendría dificultades para iniciar con baja tensión el proceso de arranque. La solución adoptada por algunos fabricantes es permitir en el inicio del proceso que el arrancador suave dé la tensión nominal durante instantes tan breves como 5 o 10 períodos (0,1 a 0,2 segundos). De esta manera se dispone del par de arranque pleno para vencer al par de despegue. Pasado este período, el control retorna a la función [email protected]

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de arranque suave con tensión creciente en rampa, por ejemplo. A esta función se le denomina booster (véase Figura 2). Ahorro energético: Partimos de la base que la principal aplicación del arrancador estático es realizar el arranque suave de los motores eléctricos desde sus puntos de vista eléctrico, dinámico y térmico. Además, al reducir las corrientes absorbidas, se prolonga la vida de los motores e instalaciones y se reducen sus costos de reposición y de mantenimiento. Como el arrancador es un equipo que varía la tensión de alimentación de modo continuo, los fabricantes incorporan en los arrancadores suaves la posibilidad de emplearlo para alimentar a los motores eléctricos con tensión reducida durante los períodos en los que la potencia que suministra es muy baja respecto de la nominal. El motor asíncrono disminuye mucho su rendimiento por debajo del 25% de su potencia nominal. Esto se debe a que las pérdidas magnéticas y mecánicas son fijas y dependientes del cuadrado de la tensión de alimentación y de la velocidad, respectivamente. El factor de potencia disminuye mucho más acusadamente, haciéndolo ya por debajo del 50% de la potencia. Esto es debido a la intensidad magnetizante o corriente de vacío que depende de la tensión de alimentación del motor. Por tanto, se podrá alimentar al motor con tensión reducida, siempre que el par exigido sea mucho menor. En este caso:  Disminuyen las pérdidas magnéticas en función del cuadrado de la tensión y, por tanto, mejora el rendimiento.  Disminuye la intensidad de vacío o magnetizan te, algo más que la bajada de tensión (el motor está magnéticamente en la zona de saturación). En consecuencia, mejora el factor de potencia. Estas mejoras están parcialmente anuladas por efectos de sentido opuesto, tales como:  La tensión más baja hace que el deslizamiento sea superior al que debería corresponderle. Esto significa un incremento en las pérdidas Joule rotóricas.  Las pérdidas Joule del estator suben algo, pues aunque la potencia es reducida se absorbe de línea con menor tensión.  El arrancador estático tiene pérdidas propias, que aunque pequeñas, han de ser consideradas.  El motor sufre pérdidas eléctricas y magnéticas adicionales por estar alimentado con tensión no sinusoidal. En consecuencia, la aplicación del arrancador suave para el ahorro energético con potencias bajas es difícil de justificar por sí sola y solamente se ve razonable si existe alguna de las circunstancias siguientes:  Muchas horas de servicio con potencias bajas (en torno al 25%).  Cuando se necesite también la función del arranque suave. Para una evaluación técnico-económica del ahorro energético se recomienda un análisis riguroso a partir del conocimiento del desglose de pérdidas del motor candidato a esta aplicación, así como del número de horas de servicio con potencia baja. Los motores que mejor se prestan para que esta medida sea justificable son los que tienen una alta proporción de pérdidas magnéticas frente a las totales. En la evaluación de las ventajas energéticas hay que tener en cuenta la mejora del factor de penalización por mejor factor de potencia. También se reduce la punta contratada. El control de los arrancadores suaves mide continuamente el factor de potencia comparando los pasos por cero de las ondas de tensión y de intensidad. Mediante los algoritmos de control, busca la optimización del factor de potencia adaptando la mejor tensión de entrada al motor, variando el ángulo de encendido de los tiristores. Esta función, que se incluye en los equipos comerciales, no está siempre activada. En los manuales de instrucciones se dan indicaciones para ajustarla a los casos en los que haga falta. Hay una posibilidad de ahorro energético para los motores grandes que accionan cargas de alta inercia, y los cuales, sin arrancador suave, al tener arranque largo y difícil no pueden arrancar muchas veces, pues aumentan sus averías. En estas circunstancias los operadores de estas instalaciones, por seguridad, mantienen los motores en vacío en vez de pararlos. Aquí sí tenemos una oportunidad de ahorro energético más clara.

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Instalación del arrancador estático: En lo que se refiere a la integración de los arrancadores estáticos suaves en el esquema de control del motor, existen diversas posibilidades, en función de las especificaciones para el accionamiento completo. Cuando el motor ha de ser para los dos sentidos de giro, el arrancador suave va en cabeza y posteriormente el inversor formado por dos contactores. Esta es la disposición empleada, ya que el arrancador suave es sensible al cambio en la secuencia de fases. También en los casos en los que el arrancador suave se prevé sólo para arrancar, hace falta un contactor que lo puentee durante el servicio normal. Las funciones protectoras más salientes que pueden llevar incorporadas los arrancadores estáticos suaves. El propio arrancador está protegido con fusibles ultrarrápidos. La alta capacidad de proceso de información y la posibilidad de programar algoritmos sofisticados en los microprocesadores que controlan el arrancador suave hace posible transvasar ciertas protecciones del motor al microprocesador. Así se pueden evitar los guarda motores con protección magneto térmica. Los arrancadores suaves ofrecen como opción normal protecciones para el motor y el propio arrancador, tales como:  Sobrecargas mediante imagen térmica del motor y memoria térmica para impedir nuevo arranque antes del enfriamiento.  Protección magnética de cortocircuitos.  Contactos libres de potencial para relés de señalización. Descripción: El arrancador estático es un regulador de tensión alterna con tiristores con dos partes fundamentales:  Módulo de potencia.  Módulo de control. El módulo de potencia consta de un puente de tiristores de potencia con 6 semiconductores montados de modo que dentro de cada fase haya dos en oposición o en anti paralelo. En la fase, uno de los dos tiristores conduce un tiempo máximo que corresponde a π radianes eléctricos (180° o 10 ms en corriente alterna de 50 Hz). Este ángulo de conducción puede variar desde 0° hasta el máximo de 180°. En este módulo de potencia se incorporan elementos tales como:  Varistores o diodos Zener para la supresión de sobre tensiones procedentes de la red. Se eligen para que limiten la sobretensión al 150% de la nominal.  Circuitos R - C, uno por cada tiristor, para absorber las sobretensiones locales.  Circuito de encendido a través de un transformador de impulsos. En los arrancadores estáticos de MT (6 kV) se disponen 3 tiristores en serie dentro de cada rama. En esta situación son necesarias resistencias de reparto de tensión entre los tiristores. Los transformadores de impulsos para el disparo son de alto aislamiento. También hay arrancado res estáticos en los que se transmiten los impulsos por fibra óptica. Los módulos de control tienen diversas posibilidades que se describen a continuación. En los sistemas de control por intensidad hay un bucle cerrado en el cual los algoritmos adecuados están programados en un [email protected]

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microprocesador. Se ajusta la intensidad de consigna en el panel frontal del regulador de tensión mediante un potenciómetro y se compara con la intensidad real que circula por el motor. Para medir la intensidad hay dos transformadores de intensidad en dos fases; su salida en corriente alterna se rectifica dando una salida en corriente continua normalizada, que se compara con la de consigna. La señal de error pasa a un regulador PID, que determina la corrección en el ángulo de encendido de los tiristores. Esta corrección se amplifica linealmente y genera los pulsos de disparo que pasan a los transformadores de impulso de los tiristores. El sistema descrito no tiene retardos importantes, y su velocidad de respuesta total es del orden de 10 ms, equivalente a un semiperíodo. Este sistema garantiza un buen seguimiento de la consigna en condiciones nominales, de arranque, y también en otras tales como las de sobrecarga y cortocircuito. Las consignas se pueden variar para lograr:  Intensidad constante durante el arranque. No se puede bajar de cierto valor en función del par resistente de la máquina accionada.  Intensidad para lograr un arranque en rampa. Teóricamente sería necesaria una señal de velocidad procedente de una dinamo tacométrica o equivalente. Sin embargo, si se conoce la curva de par resistente en función de la velocidad, basta hacerlo por cálculo.  Intensidad de protección del motor. Una vez logrado el arranque, la consigna pasa a un valor que es del orden del + 10% de la nominal del motor. De este modo protegemos al motor contra sobrecargas, agarrotamientos de la máquina accionada y cortocircuitos. Al módulo de control para arrancadores de tensión controlada entra la consigna en forma de tiempo total para la rampa, mediante un potenciómetro frontal. En consecuencia, hay un generador de rampa. Para los casos de motores con tensiones superiores a 380 V hay que instalar transformadores de tensión en dos fases, y para las tensiones bajas se hace una toma directa de tensión. Estas tensiones se convierten en tensión normalizada de c/c mediante el rectificador que se trata en el microprocesador de control. Este micro realiza las siguientes funciones:  Error respecto de la tensión de referencia en cada momento.  Cálculo del factor de potencia del motor en función de la diferencia temporal de los pasos por cero de tensión e intensidad. En la fase de arranque no se tiene en cuenta el factor de potencia. La señal de error va al regulador PID, siendo el resto de la actuación similar a la descrita para el otro modo de control. El modo de ahorro energético, que existe como opción en la mayor parte de arrancadores, se activa una vez arrancado el motor y se consigue una optimización del rendimiento. En estas circunstancias, y si el motor está en vacío o en baja carga, se retrasa el inicio del disparo, con lo que la tensión en bornes baja, hasta que se maximiza el valor del factor de potencia.

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1.6.

ESQUEMAS DE ARRANQUE DEL MAT (SCHNEIDER ELECTRIC)

ARRANQUE DIRECTO CON INTERRUPTOR.

Control local: La asociación de un interruptor, un contactor y un relé de protección térmica permite el corte en carga y protege contra sobrecargas. Controles o Activación: manual o mediante pulsador. o Disparo: • manual, mediante pulsador; • automático, cuando actúa el relé de protección térmica, o en caso de falta de tensión. o Rearme: manual, tras un disparo por sobrecarga. o Señalización del disparo: por un contacto auxiliar (97-98) incorporado al relé tripolar de protección térmica. o Protecciones garantizadas: • Por un relé tripolar de protección térmica, contra sobrecargas débiles y prolongadas y corte de fase. • Enclavamiento de la apertura del cofre si el interruptor no está abierto. Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual del interruptor Q1. Cierre de KM1. Características: Q1, calibre In motor; KM1, calibre In motor en función de la categoría de uso; F1, calibre In motor. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en I (17-18). Cierre de KM1. • Auto mantenimiento de KM1 (13-14). • Parada mediante impulso en O ó por disparo del relé de protección térmica F1 (95-96). Control local y a distancia: El aparato está equipado con un control local, pero como éste puede resultar inaccesible, dispone de un control complementario a distancia.

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Controles Activación: • manual, control local, mediante pulsador; • manual a distancia, mediante pulsador. o Disparo: • manual, control local y a distancia mediante pulsador; • automático, cuando actúa el relé de protección térmica, o en caso de falta de tensión. o Rearme: manual, tras un disparo por sobrecarga, posibilidad de rearme a distancia. o Señalización del disparo: • por un contacto auxiliar (97-98) incorporado al relé tripolar de protección térmica; en la activación, • mediante piloto incorporado al control a distancia. Protecciones garantizadas: ídem control local. Funcionamiento del circuito de potencia: ídem control local. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en I (17-18) o I (13-14). • Cierre de KM1. • Auto mantenimiento de KM1 (13-14). • Parada: impulso en O (21-22) o por disparo del relé de protección térmica F1 (95-96). o

Material necesario (Códigos Schneider Electric): Q1: 1 interruptor-seccionador tripolar, tipo VC-, que enclava la puerta de la envolvente; KM1: 1 contactor 3P + NA, calibre In motor en función de la categoría de uso, tipo LC1-; F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor, tipo LR2-; Auxiliares de control: unidades de control y de señalización, tipo XB2-B, XA2-B; Auxiliares de equipos: envolventes, tipo ACM… – repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-; Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1Auxiliares de cableado, tipo AK2-; Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, ABA-, ABE-, ABL-. Referencias de los equipos catalogados (Schneider Electric) Arrancadores en cofres, tipo LG1-. El motor debe protegerse con un relé tripolar de protección térmica, que se encarga por separado. Material adicional: 1 caja de pulsadores, tipo XAL-.

ARRANQUE DIRECTO CON O SIN SECCIONADOR PORTAFUSIBLES

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Control local: La asociación de un seccionador portafusibles, un contactor y un relé de protección térmica protege contra cortocircuitos y sobrecargas. Controles o Activación: manual, mediante pulsador. o Disparo: • manual, mediante pulsador; • automático, cuando actúa el relé de protección térmica, o en caso de falta de tensión o de fusión de un fusible (seccionador portafusibles dotado de un dispositivo contra funcionamiento monofásico). o Rearme: manual, tras un disparo por sobrecarga. o Señalización del disparo: por un contacto auxiliar (97-98) incorporado al relé tripolar de protección térmica. o Protecciones garantizadas: • Por un seccionador portafusibles, contra cortocircuitos. • Por un relé tripolar de protección térmica contra sobrecargas débiles y prolongadas y corte de fase. Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual del seccionador Q1. Cierre de KM1. Características: Q1, calibre In motor; KM1: calibre In motor en función de la categoría de uso; F1: calibre In motor. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en I (17-18); Cierre de KM1 • Auto mantenimiento de KM1 (13-14). • Parada mediante impulso en O ó por disparo del relé de protección térmica F1 (95-96). Control local y a distancia: El aparato está equipado con un control local, pero como éste puede resultar inaccesible, dispone de un control complementario a distancia. Controles o Activación: • manual, control local, mediante pulsador; • manual a distancia, mediante pulsador. o Disparo: • manual, control local, mediante pulsador; • manual, a distancia, mediante pulsador; • automático: ídem control local. o Rearme: • manual, tras un disparo por sobrecarga; • posibilidad de rearme a distancia si el correspondiente aditivo está montado en el relé de protección térmica. o Señalización del disparo: • por un contacto auxiliar (97-98) incorporado al relé tripolar de protección térmica; • en la activación, mediante piloto incorporado al control a distancia. Protecciones garantizadas: ídem control local Funcionamiento del circuito de potencia: ídem control local Funcionamiento del circuito de control • Impulso en I (17-18) o I (13-14). Cierre de KM1. • Auto mantenimiento de KM1 (13-14). • Parada mediante impulso en O (21-22) o por disparo del relé de protección térmica F1 (95-96). Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar o tetrapolar, calibre In motor, tipo LS1-, GK1-, DK1- y 3 o 4 cartuchos fusibles calibre In motor; KM1: 1 contactor 3P +NA o 4P, calibre In motor en función de la categoría de uso, tipo LC1-; F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor, tipo LR2-; Auxiliares de control: O-I: unidades de control, tipo XB2- B (facultativo), 1 caja de pulsadores, tipo XAL- ; Auxiliares de equipos: envolventes, tipo ACM… repartidores de potencia, tipo K2-, AK3-, AK5-; Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-; Auxiliares de cableado, tipo AK2- ; Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

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Referencias de los equipos catalogados (Schneider Electric) Equipos en chasis: Contactor con seccionador cableado potencia, sin relé de protección térmica, tipo LC4-. Equipos en cofres: Sin seccionador, sin relé de protección térmica: cofres protegidos o estancos, tipo LE1- con seccionador de control exterior o interior; sin relé de protección térmica: cofres estancos tipo LE4-. El motor debe protegerse con un relé tripolar de protección térmica, que se encarga por separado.

ARRANQUE DIRECTO MEDIANTE CONTACTOR-DISYUNTOR

Control local y a distancia El aparato realiza el control a distancia y manual local, protege contra cortocircuitos (poder de corte 50 kA por debajo de 415 V), contra sobrecargas débiles y prolongadas y cortes de fase. Controles o Activación: • manual, local mediante pulsador giratorio, • manual, a distancia, mediante pulsador, • automático a distancia. o Disparo: • manual, local, mediante pulsador giratorio, • manual y a distancia, mediante pulsador, • automático, cuando actúa el relé de protección magnetotérmico o el dispositivo de corte rápido (percutor), o en caso de falta de tensión, por disparador de tensión mínima o de emisión de corriente cuando el correspondiente aditivo, que se suministra por separado, está montado en el aparato. o Rearme • manual, mediante pulsador giratorio, • posibilidad de rearme a distancia, si el correspondiente aditivo está montado en el aparato. o Señalización • por acoplamiento de un bloque de contactos instantáneos. Protecciones garantizadas • Por los polos limitadores: contra cortocircuitos. • Por un módulo de protección magnetotérmico: contra sobre intensidades importantes; contra sobrecargas débiles y prolongadas y cortes de fase.

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Referencias de los aparatos catalogados (Schneider Electric) Contactores-disyuntores integrales 32 o 63: • seccionamiento y aislamiento –consignación por polos específicos– (esquema A), tipo LD4-L • función de seccionamiento por polos principales (esquema B), tipo LD1-L. Deben asociarse obligatoriamente con un módulo de protección. Módulos de protección: • magnetotérmicos compensados y sensibles a pérdidas de fase, tipo LB1-LCM... • magnetotérmicos insensibles a una pérdida de fase, tipo LB1-LCL... • magnéticos únicamente, tipo LB6-L. Disparadores: • de emisión de corriente, tipo LA1-L. • de tensión mínima con o sin temporización, tipo LA1-L. Rearme a distancia, tipo LA1-L. Otros • Bloques de contactos auxiliares instantáneos, tipo LA1-L. • Convertidores y módulos de interface para dirigir el aparato desde una salida de autómata, tipos LA1-LC y LA1-LD. • Distintos accesorios de los aparatos.

ARRANCADOR-INVERSOR DIRECTO

Control local Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1 o KM2. Características: • Q1: calibre In motor. [email protected]

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• KM1-KM2: calibre In motor en función de la categoría de uso. • F1: calibre In motor. • Enclavamiento mecánico y eléctrico entre KM1 y KM2. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en I o II. • Cierre de KM1 o KM2. • Auto mantenimiento de KM1 o KM2 (13-14). • Enclavamiento eléctrico de KM1 por KM2 o de KM2 por KM1 (61-62). • Parada manual mediante impulso en R. Referencias de los aparatos catalogados (Schneider Electric) Funciones pre ensambladas: 2 contactores cableados potencia con enclavamiento mecánico y eléctrico, sin seccionador portafusibles, tipo LC2-. Equipos en cofres: • Con o sin seccionador portafusibles (control interior o exterior). • Con pulsador Parada-Rearme. Sin relé de protección térmica: • En cofre protegido o estanco, tipo LE2-. • El motor debe protegerse con un relé tripolar de protección térmica que se encarga por separado. Control a distancia Funcionamiento del circuito de potencia: ídem control local. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2 o S3. • Cierre de KM1 o KM2. • Auto mantenimiento de KM1 o KM2 (13-14). • Enclavamiento eléctrico de KM1 por KM2 o de KM2 por KM1 (61-62). • Parada manual mediante impulso en S1. Referencias de los aparatos catalogados (Schneider Electric) Funciones pre ensambladas: • 2 contactores cableados potencia con enclavamiento mecánico y eléctrico, sin seccionador portafusibles, sin relé de protección térmica, tipo LC2-. • El motor debe protegerse con un relé tripolar de protección térmica que se encarga por separado. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar (facultativo), calibre In motor, tipo LS1-, GK1-, GS1-; 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor. KM1-KM2: 1 función pre ensamblada que incluye 2 contactores 3P + NA + NC, enclavados mecánicamente entre sí, calibre In motor en función de la categoría de uso, tipo LC2-, o 2 contactores, tipo LC1- enclavados mecánicamente. F1: 1 relé de protección térmica, tipo LR2-. Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2. Auxiliares de control: Control local: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B, Domino 22 Control a distancia: S1 a S3, unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; cajas de Pulsadores, tipo XAL-; cajas de pulsadores colgantes, tipo XAC-. Auxiliares de equipos: Envolventes, tipo ACM… Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1Auxiliares de cableado, tipo AK2Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

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ARRANQUE DE UN MOTOR DE DEVANADOS PARTIDOS (PART-WINDING)

Con seccionador portafusibles Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1. • Cierre de KM2. Características: Q1: calibre In motor ; KM1-KM2: calibre In motor/ 2; F2-F3: calibre In motor/ 2. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2. • Cierre de KM1. • Auto mantenimiento de KM1 (13-14). • Cierre de KM2 por KM1 (67-68).

Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar (facultativo), calibre In motor, tipo LS1-, GK1-, GS1. 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor. KM1: 1 contactor 3P + NA+ contactos temporizados al accionamiento tipo LA2-D, calibre In motor/2, tipo LC1-. KM2: 1 contactor 3P, calibre In motor / 2, tipo LC1-. F2-F3: 2 relé de protección térmica, calibre In motor / 2, tipo LR2-. Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2. Auxiliares de control y de equipos: ídem siguiente. Con disyuntor-motor Funcionamiento del circuito de potencia: Idéntico al circuito con seccionador portafusibles. Funcionamiento del circuito de control: Idéntico al circuito con seccionador portafusibles. [email protected]

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Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 disyuntor magnético, calibre In motor, tipo GV2-L ; KM1: 1 contactor 3P + NA + contactos temporizados al accionamiento tipo LA2-D, calibre In motor/2, tipo LC1-; KM2: 1 contactor 3P, calibre In motor / 2, tipo LC1-; F2-F3: 2 relé de protección térmica, calibre In motor / 2 , tipo LR2-; Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2; Auxiliares de control: S1-S2: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; cajas de pulsadores, tipo XAL-; Auxiliares de equipos: Envolventes, tipo ACM… Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-; Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1- ; Auxiliares de cableado, tipo AK2- Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-,

ARRANCADOR ESTRELLA-TRIÁNGULO CON DISYUNTOR MAGNÉTICO

Con bloque de contactos temporizados en el contactor KM2 Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1: acoplamiento en estrella. • Cierre de KM2: alimentación del motor. • Apertura de KM1: eliminación del acoplamiento en estrella. • Cierre de KM3: acoplamiento en triángulo. Características • La tensión admisible en los arrollamientos del motor acoplados en triángulo debe corresponderse con la tensión de la red de alimentación; Q1: calibre In motor. • F1: calibre In motor / 3. • KM1: calibre In motor / 3. • KM2-KM3: calibre In motor / 3.

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Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2. Cierre de KM1. • Cierre de KM2 por KM1 (53-54). • Auto mantenimiento de KM1-KM2 por KM2 (13-14). • Apertura de KM1 por KM2 (55-56). • Cierre de KM3 por KM1 (21-22) y KM2 (67-68). • Parada: impulso en S1. Características • Condenación eléctrica entre KM1 y KM3. El bloque temporizado LA2-D está dotado de un contacto de calado de unos 40 ms, para evitar un posible cortocircuito en el momento de la conmutación en estrella-triángulo. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 disyuntor magnético tripolar, calibre In motor, tipo GV2-L ; KM1: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor/3, tipo LC1-; KM2: 1 contactor 3P + NA + bloque de contactos temporizados al accionamiento (temporización habitual 7 a 20 s, calibre In motor/ 3, tipo LC1-.; KM3: 1 contactor 3P + NC, calibre In motor / 3, tipo LC1-; F1: en serie con los arrollamientos del motor, 1 relé de protección térmica, calibre In motor / 3, tipo LR2-; Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2; Auxiliares de control: S1-S2: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; cajas de pulsadores, tipo XAL-; Auxiliares de equipos: envolventes, tipo ACM…; repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-; auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-; auxiliares de cableado, tipo AK2-; auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

ARRANCADOR ESTRELLA-TRIÁNGULO CON SECCIONADOR PORTAFUSIBLES

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Con bloque de contactos temporizados en el contactor KM2 Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1: acoplamiento en estrella. • Cierre de KM2: alimentación del motor. • Apertura de KM1: eliminación del acoplamiento en estrella. • Cierre de KM3: acoplamiento en triángulo. Características • La tensión admisible en los arrollamientos del motor acoplados en triángulo debe corresponderse con la tensión de la red de alimentación. • Q1: calibre In motor. • F1: calibre In motor / 3. • KM1: calibre In motor / 3. • KM2-KM3: calibre In motor / 3. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2. Cierre de KM1. • Cierre de KM2 por KM1 (53-54). • Auto mantenimiento de KM1-KM2 por KM2 (13-14). • Apertura de KM1 por KM2 (55-56). • Cierre de KM3 por KM1 (21-22) y KM2 (67-68). • Parada: impulso en S1. Características: • Condenación eléctrica entre KM1 y KM3. El bloque temporizado LA2-D está dotado de un contacto decalado de unos 40 ms, para evitar un posible cortocircuito en el momento de la conmutación en estrella-triángulo. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador tripolar portafusibles (facultativo), calibre In motor, tipo LS1-, GK1-, GS1-. 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor. KM1: 1 contactor 3P + NA + NC, calibre In motor / 3, tipo LC1-. KM2: 1 contactor 3P + NA + bloque de contactos temporizados al accionamiento (temporización habitual: 7 a 20 s, calibre In motor / 3, tipo LC1-. KM3: 1 contactor 3P + NC, calibre In motor / 3, tipo LC1-. F1: en serie con los arrollamientos del motor, 1 relé de protección térmica, calibre In motor / 3, tipo LR2-. Auxiliares de control: S1-S2: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B. Auxiliares de equipos: Envolventes, tipo ACM… Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1Auxiliares de cableado, tipo AK2Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-,ABA-, ABE-, ABL-. Referencias de los aparatos catalogados (Schneider Electric) Equipos completos (cableados potencia y control), sin relé de protección térmica: en chasis, tipo LC3-. Equipos en cofres, sin relé de protección térmica, con o sin seccionador portafusibles, en cofre estanco, tipo LE3-.

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ARRANCADOR ESTATÓRICO (DOS CONTACTORES DE DISTINTO CALIBRE)

Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM11: puesta bajo tensión del motor, resistencias incorporadas. • Cierre de KM1: cortocircuitado de las resistencias. • Acoplamiento directo del motor a la red de alimentación. Características • Q1: calibre In motor; KM11: calibre In motor / 2 (1); KM1: calibre In motor; F2: calibre In motor • Al estar abierto el contactor KM11 al final del arranque, puede tener un calibre inferior al de KM1. Es necesario asegurarse de que su poder de cierre es superior a la corriente de arranque del motor. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2. • Cierre de KM11. • Auto mantenimiento de KM11 (13-14) y alimentación del relé temporizador térmico F2. • Cierre de KM1 por KM11 (67-68). • Eliminación de F2 y de KM11 por KM1 (21-22) y (62-61). • Parada: impulso en S1. Características: F2, relé temporizador térmico que protege les resistencias contra arranques demasiado frecuentes o incompletos.

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Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar (facultativo), calibre In motor, tipo GK1-, DK1-. 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor. KM11: 1 contactor 3P + NA + bloque aditivo temporizado al accionamiento, tipo LA2-D (Temporización habitual 7 a 20 s), calibre In motor / 2, tipo LC1- + 1 aditivo instantáneo, tipo LA1-D. KM1: 1 contactor 3P + NC, calibre In motor, tipo LC1- + 1 aditivo instantáneo, tipo LA1-D. Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2. F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor, tipo LR2-. F2: 1 relé temporizador térmico para proteger la resistencia de arranque (facultativo), tipo LT2-TK- Temporización habitual: 2 a 3 arranques consecutivos. RU, RV, RW: 1 resistencia de arranque. Valor en función de la potencia del motor. Sección en función de la duración de la puesta bajo tensión. Auxiliares de control: S1-S2: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B, Domino 22; cajas de pulsadores, tipo XAL-. Auxiliares de equipos: Envolventes, tipo ACM… ; Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-; Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-; Auxiliares de cableado, tipo AK2- ; Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

ARRANCADOR ESTATÓRICO (DOS CONTACTORES DEL MISMO CALIBRE)

Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1: puesta bajo tensión del motor, resistencias incorporadas. • Cierre de KM11: cortocircuitado de las resistencias. • Acoplamiento directo del motor a la red de alimentación. [email protected]

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Características • Q1: calibre In motor. • KM1-KM11: calibre In motor (1). • F1: calibre In motor. • Al estar cerrados los contactores KM1 y KM11 durante todo el tiempo en el que funciona el motor y al estar sus polos conectados en serie, los atraviesa de forma permanente la corriente nominal del motor. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2. • Cierre de KM1. • Auto mantenimiento de KM1 (13-14) y alimentación del relé temporizador térmico F2. • Cierre de KM11 por KM1 (67-68). • Eliminación de F2 por KM11 (21-22). • Parada: impulso en S1. • Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar (facultativo), calibre In motor, tipo GK1-, GS1. 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor; KM1: 1 contactor 3P + NA + bloque de contactos temporizados al accionamiento, tipo LA2-D (Temporización habitual 7 a 20 segundos), calibre In motor, tipo LC1-; KM11: 1 contactor 3P + NC, calibre In motor, tipo LC1-; Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2; F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor, tipo LR2-; F2: 1 relé temporizador térmico para proteger la resistencia de arranque (facultativo), tipo LT2-TK. Temporización habitual: 2 a 3 arranques consecutivos; RU, RV, RW: 1 resistencia de arranque. Valor en función de la potencia del motor. Sección en función de la duración de la puesta bajo tensión; Auxiliares de control: S1-S2: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; cajas de pulsadores, tipo XAL-; Auxiliares de equipos: envolventes, tipo ACM…; repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-; auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-; auxiliares de cableado, tipo AK2-; auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

ARRANCADOR-INVERSOR ESTATÓRICO

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Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1 o de KM2: puesta bajo tensión del motor, resistencias incorporadas. • Cierre de KM11: cortocircuitado de las resistencias. • Acoplamiento directo del motor a la red de alimentación. Características • Q1: calibre In motor. • KM1-KM2: calibre In motor. • KM11: calibre In motor. • F1: calibre In motor. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2 o S3. • Cierre de KM1 o de KM2. • Enclavamiento de KM2 o de KM1 (61-62). • Automantenimiento de KM1 o KM2 (13-14). • Cierre de KA1 por KM1 o KM2 (53-54) y alimentación del relé temporizador térmico F2. • Cierre de KM11 por KA1 (67-68). • Eliminación de F2 por KM11 (21-22). • Parada: impulso en S1. Características • Condenación mecánica y eléctrica entre KM1 y KM2. • F2: relé temporizador térmico que protege las resistencias contra arranques demasiado frecuentes o incompletos. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar (facultativo), calibre In motor, tipo GK1-, GS1, 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor. KM1-KM2: 1 función pre ensamblada que incluye: 2 contactores 3P + NC + 2NA, enclavados mecánicamente entre sí, calibre In motor, tipo LC2-; o 2 contactores tipo LC1- enclavados mecánicamente. KM11: 1 contactor 3P + NC, calibre In motor, tipo LC1-. KA1: 1 contactor auxiliar con aditivo temporizado al accionamiento, tipo CA2-D o CA2-K. Temporización habitual: 7 a 20 segundos. Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2. F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor, tipo LR2-. F2: 1 relé temporizador térmico para proteger la resistencia de arranque, tipo LT2-; TK (facultativo). Temporización habitual: 2 a 3 arranques consecutivos RU, RV, RW: 1 resistencia de arranque. Valor en función de la potencia del motor. Sección en función de la duración de la puesta bajo tensión del motor. Auxiliares de control: S1 a S3: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B. Cajas de pulsadores, tipo XAL-. Cajas de pulsadores colgantes, tipo XAC-. Auxiliares de equipos: Envolventes, tipo ACM… Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-, Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-, Auxiliares de cableado, tipo AK2-, – Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-,ABA-, ABE-, ABL-.

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ARRANCADOR MEDIANTE AUTOTRANSFORMADOR

Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1: acoplamiento en estrella del autotransformador. • Cierre de KM2: alimentación del autotransformador, arranque del motor. • Apertura de KM1: eliminación del acoplamiento en estrella del autotransformador. • Cierre de KM3: alimentación directa del motor. • Apertura de KM2: eliminación del autotransformador. Características • Q1: calibre In motor. • KMl-KM2: calibre en función de la toma del autotransformador, del tiempo de arranque y del número de arranques/hora. • KM3: calibre In motor. • F1: calibre In motor. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2. • Cierre de KM1. • Enclavamiento de KM3 por KM1 (61-62). • Cierre de KA1 por KM1 (13-14), y alimentación del relé temporizador térmico F2. • Cierre de KM2 por KA1 (13-14). [email protected]

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• Automantenimiento de KM2 (13-14). • Apertura de KM1 por KA1 (55-56). • Cierre de KM3 por KM1 (61-62). • Enclavamiento de KM1 por KM3 (51-52). • Automantenimiento de KM3 (13-14). • Apertura de KA1 por KM3 (61-62). • Eliminación de F2 por KM3 (61-62). • Apertura de KM2 por KA1 (13-14). • Parada: impulso en S1. Características • Condenación mecánica y eléctrica entre KM1 y KM3. • F2: relé temporizador térmico que protege el autotransformador contra arranques demasiado frecuentes o incompletos. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar (facultativo), calibre In motor, tipo GK1-, GS1. 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor; KM1: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor, tipo LC1-; KM2: 1 contactor 3P + NA, calibre In motor, tipo LC1-; KM3: 1 contactor 3P + 2NC + NA, calibre In motor, tipo LC1, enclavado mecánicamente con KM1; KA1: 1 contactor auxiliar con aditivo temporizado al accionamiento, tipo CA2-D o CA2-K. Temporización habitual: 7 a 20 segundos; Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2; F1: 1 relé de protección térmica calibre In motor, tipo LR2-; F2: 1 relé temporizador térmico para proteger el autotransformador, tipo LT2-TK. Temporización habitual: 2 a 3 arranques consecutivos; Auxiliares de control: S1-S2 : unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; Auxiliares de equipos: envolventes, tipo ACM…, repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-, auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-, auxiliares de cableado, tipo AK2-, auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-,ABA-, ABE-, ABL-.

ARRANQUE DE UN MOTOR DE 2 VELOCIDADES DE ENROLLAMIENTOS SEPARADOS, CON SECCIONADOR

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Paso de PV (Baja Velocidad) a GV (Alta Velocidad) o a la inversa pasando por parada Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1o KM2. Características • Q1: calibre In máxima. KM1: calibre In motor a PV. • KM2: calibre In motor a GV. • Enclavamiento eléctrico y mecánico entre KM1 y KM2. Para realizar esta condenación mecánica, a veces es necesario utilizar dos contactores de idéntico calibre. • F1: calibre In motor a PV. F2: calibre In motor a GV. • Nota: a veces In motor a PV > In motor a GV. Funcionamiento del circuito de control (esquema 1) • Impulso en S2. • Cierre de KM1. • Enclavamiento de KM2 por KM1 (61-62). • Automantenimiento de KM1 (13-14), o: Impulso en S3. • Cierre de KM2. • Enclavamiento de KM1 por KM2 (61-62). • Automantenimiento de KM2 (13-14). • Parada: impulso en S1. Características: Condenación eléctrica y mecánica entre KM1 y KM2. Paso de PV a GV o a la inversa sin pasar por parada Funcionamiento del circuito de potencia: ídem anterior. Funcionamiento del circuito de control (esquema 2): ídem anterior. Características • Condenación mecánica y eléctrica entre KM1 y KM2. • Pulsadores de Marcha NC + NA. El Paso de PV a GV, o de GV a PV, se realiza mediante impulso en S3 o S2. El contacto 21-22 de S2 o de S3 provoca la apertura del contactor. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador tripolar portafusibles (facultativo), calibre In motor máxima, tipo LS1-, GK1-, GS1. 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor máxima. KM1: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor a PV, tipo LC1-. KM2: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor a GV, tipo LC1-. Enclavamiento mecánico entre KM1 y KM2 recomendado. En tal caso, utilizar una función pre ensamblada, tipo LC2(eliminar las conexiones inferiores 2-4 y 6); o 2 contactores, tipo LC1-, enclavados mecánicamente. Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2. F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor a PV, tipo LR2-. F2: 1 relé de protección térmica, calibre In motor a GV, tipo LR2-. Auxiliares de control: S1 (NC), S2 y S3 (NA), esquema 1; S2 y S3 (NC + NA), esquema 2. Unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B. Auxiliares de equipos: Envolventes, tipo ACM… Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1Referencias de los aparatos catalogados (Schneider Electric) Equipos en cofres con o sin seccionador portafusibles, con dos relés de protección térmica, en cofre estanco, tipo LE9-D12 y D25.

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ARRANQUE

DE UN MOTOR DE

2

VELOCIDADES DE ENROLLAMIENTOS SEPARADOS, CON DISYUNTOR

MAGNÉTICO

Paso de PV (Baja Velocidad) a GV (Alta Velocidad) o a la inversa pasando por parada Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1 o KM2. Características • Q1: calibre In máxima. KM1: calibre In motor a PV. • KM2: calibre In motor a GV. • Enclavamiento eléctrico y mecánico entre KM1 y KM2. Para realizar esta condenación mecánica, a veces es necesario utilizar dos contactores de idéntico calibre. • F1: calibre In motor a PV. F2: calibre In motor a GV. • Nota: a veces In motor a PV > In motor a GV. Funcionamiento del circuito de control (esquema 1) • Impulso en S2. • Cierre de KM1. • Enclavamiento de KM2 por KM1 (61-62). • Automantenimiento de KM1 (13-14), o: Impulso en S3. • Cierre de KM2. • Enclavamiento de KM1 por KM2 (61-62). • Automantenimiento de KM2 (13-14). • Parada: impulso en S1. Características: Condenación eléctrica y mecánica entre KM1 y KM2. [email protected]

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Paso de PV a GV o a la inversa sin pasar por parada Funcionamiento del circuito de potencia: ídem anterior. Funcionamiento del circuito de control: (esquema 2) ídem anterior. Características • Condenación mecánica y eléctrica entre KM1 y KM2. • Pulsadores de Marcha NC + NA. El Paso de PV a GV, o de GV a PV, se realiza mediante impulso en S3 o S2. El contacto 21- 22 de S2 o de S3 provoca la apertura del contactor. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 disyuntor magnético tripolar, calibre In motor máxima, tipo GV2-L; KM1: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor a PV, tipo LC1-; KM2: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor a GV, tipo LC1-; Enclavamiento mecánico entre KM1 y KM2 recomendado. En tal caso, utilizar una función pre ensamblada, tipo LC2- (eliminar las conexiones inferiores 2-4 y 6); o 2 contactores, tipo LC1-, enclavados mecánicamente; Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2; F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor a PV, tipo LR2-; F32: 1 relé de protección térmica, calibre In motor a GV, tipo LR2-; Auxiliares de control: S1 (NC), S2 y S3 (NA), esquema 1; S2 y S3 (NC + NA), esquema 2, Unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; Auxiliares de equipos: Envolventes, tipo ACM…, repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-, auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-, auxiliares de cableado, tipo AK2-, de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

ARRANQUE DE UN MOTOR DE 2 VELOCIDADES DE ENROLLAMIENTOS SEPARADOS. ARRANQUE A PV (BAJA VELOCIDAD). PASO A GV (ALTA VELOCIDAD) POR DEMANDA.

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Retorno a PV pasando por parada Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1. • Cierre de KM2 por demanda. Características • Q1: calibre In máxima. • KM1: calibre In motor a PV. • KM2: calibre In motor a GV. • Enclavamiento eléctrico y mecánico entre KM1 y KM2. Para esta condenación mecánica a veces es necesario utilizar dos contactores de idéntico calibre. • F1: calibre In motor a PV. • F2: calibre In motor a GV. • Nota: a veces In motor a PV > In motor a GV. Funcionamiento del circuito de control (esquema 1) o Para PV • Impulso en S2. • Cierre de KM1. • Enclavamiento de KM2 por KM1 (61-62). • Automantenimiento de KM1 (13-14). o Para paso a GV, estando cerrado KM1 (67-68): • Impulso en S3. • Cierre de KA1. • Automantenimiento de KA1 (13-14). • Apertura de KM1 por KA1 (21-22). • Cierre de KM2 por KA1 (33-34) y KM1 (61-62). • Enclavamiento de KM1 por KM2 (61-62). • Automantenimiento de KM2 (13-14). • Parada: impulso en S1. Características: Condenación mecánica y eléctrica entre KM1 y KM2. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador tripolar portafusibles (facultativo), calibre In motor máxima, tipo LS1-, GK1-, GS1. 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor máxima. KM1: 1 contactor 3P + NC + NA + bloque de contactos temporizados al accionamiento, tipo LA2-D Calibre In motor a PV, tipo LC1-. Si los contactos NC y NA y el bloque tipo LA2-D no pueden montarse en el contactor KM1, utilizar un contactor auxiliar tipo CA2-D, cuya bobina se conectará en paralelo a KM1. KM2: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor a GV, tipo LC1-. Enclavamiento mecánico entre KM1 y KM2 recomendado. KA1: 1 contactor auxiliar 2NA + NC, tipo CA2-D o CA2-K. Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2. F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor a PV, tipo LR2-. F2: 1 relé de protección térmica, calibre In motor a GV, tipo LR2-. Auxiliares de control: S1 a S3: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B, Domino 22; cajas de pulsadores tipo XAL-. Auxiliares de equipos: envolventes, tipo ACM… Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-; Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1Auxiliares de cableado, tipo AK2Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

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ARRANQUE DE UN MOTOR DE 2 VELOCIDADES DE ENROLLAMIENTOS SEPARADOS ARRANQUE A PV. PASO A GV POR DEMANDA O AUTOMÁTICO PV-GV

Retorno a PV pasando por parada Funcionamiento del circuito de potencia: ídem arranque de un motor de 2 velocidades de enrollamientos separados. Arranque a PV. Paso a GV por demanda. Funcionamiento del circuito de control (esquema 2) o Para PV • Impulso en S2. Cierre de KA1. • Cierre de KM1 por KA1 (33-34). • Enclavamiento de KM2 por KM1 (61-62). • Automantenimiento de KM1 (13-14). • Mantenimiento de KA1 por KM1 (53-54) y KA1 (13-14). o Para pasar a GV: estando cerrado KM1 (67-68). • Impulso en S3. Cierre de KA2. • Automantenimiento de KA2 (13-14) y (33-34). • Apertura de KA1 por KA2 (21-22). • Apertura de KM1 por KA2 (55-56). • Cierre de KM2 por KM1 (61-62) y KA2 (67-68). • Enclavamiento de KM1 por KM2 (21-22). o Para PV-GV en automático: • Impulso en S3. Cierre de KM1. • Automantenimiento de KM1 (13-14). [email protected]

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• •

Cierre de KA2 por KM1 (83-84). Automantenimiento de KA2 (13-14) y (33-34). Apertura de KM1 por KA2 (55-56). Cierre de KM2 por KM1 (61-62) y KA2 (67-68). • Enclavamiento de KM1 por KM2 (21-22). • Parada: impulso en S1. Características: Condenación mecánica y eléctrica entre KM1 y KM2. Retorno a PV sin pasar por parada Funcionamiento del circuito de potencia: ídem anterior. Funcionamiento del circuito de control (esquema 3) o Para PV: ídem anterior. o Para paso a GV: • Impulso en S3. Cierre de KA2 por KM1 (83-84). • Apertura de KA1 por KA2 (21-22). Automantenimiento de KA2 (13-14) y (33-34). • Apertura de KM1 por KA2 (55-56). Cierre de KM2 por KM1 (61-62) y KA2 (67-68). • Enclavamiento de KM1 por KM2 (21-22). o Para PV-GV en automático • Impulso en S3. Cierre de KM1. • Enclavamiento de KM2 por KM1 (61-62). • Automantenimiento de KM1 (13-14). Cierre de KA2 por KM1 (83-84). • Automantenimiento de KA2 (13-14) y (33-34). • Apertura de KM1 por KA2 (55 56). Cierre de KM2 por KA2 (67-68) y KM1 (61-62). • Enclavamiento de KM1 por KM2 (21-22). o Para paso de GV a PV • Impulso en S2. Cierre de KA1. Apertura de KA2 por KA1 (21• 22). Apertura de KM2 por KA2 (67 68). • Cierre de KM1 por KM2 (21-22), KA1 (33-34) y KA2 (55-56). • Automantenimiento de KA1 por KM1 (53-54). • Enclavamiento de KM2 por KM1 (61-62). • Parada: impulso en S1. Características: Condenación mecánica y eléctrica entre KM1 y KM2.

ARRANCADOR-INVERSOR DE 2 VELOCIDADES CONEXIÓN DAHLANDER. PAR CONSTANTE DAHLANDER

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Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM4 o de KM5: elección del sentido de rotación del motor. • Cierre de KM1: arranque del motor a PV o Cierre de KM2: acoplamiento en estrella de las bornes PV del motor. • Cierre de KM3: arranque del motor a GV. Características • Q1: calibre In motor máxima. • KM4-KM5: calibre In motor máxima. • KM1: calibre In motor a PV. • KM2-KM3: calibre In motor a GV. • F1: calibre In motor a PV. • F2: calibre In motor a GV. • Enclavamiento eléctrico y mecánico entre KM4 y KM5 y entre KM1 y KM2. o Par constante • PV: U1, V1, W1 a la red. • U2, V2, W2 abiertos. • GV: W2, U2, V2 a la red. • U1, V1, W1 unidos. Otros acoplamientos o Par variable • PV: U1, V1, W1 a la red. • U2, V2, W2 unidos. • GV: W2, U2, V2 a la red. • U1, V1, W1 unidos. o Potencia constante • PV: U1, V1, W1 a la red. • U2, V2, W2 unidos. • GV: W2, U2, V2 a la red. • U1, V1, W1 abiertos. Conviene asegurarse, antes de la puesta en servicio, de la concordancia del sentido de rotación del motor en las dos velocidades. Funcionamiento del circuito de control PV anterior: • Impulso en S2. Cierre de KM4. • Enclavamiento de KM5 por KM4 (2122). • Cierre de KM1 por KM4 (63-64). • Automantenimiento de KM4 (53-54). • Enclavamiento de KM2 y de KM3 por KM1 (21-22). • Parada: impulso en S1. o GV anterior • Impulso en S4. Cierre de KM2. • Cierre de KM3 por KM2 (53-54). • Enclavamiento de KM1 por KM2 y KM3 (21-22). • Cierre de KM4 por KM3 (53-54). o

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•

Enclavamiento de KM5 por KM4 (2122). • Automantenimiento de KM4 (53 54). • Parada: impulso en S1. o PV posterior: • Impulso en S3. • Cierre de KM1. • Enclavamiento de KM2 y de KM3 por KM1 (21-22). • Cierre de KM5 por KM1 (53-54). • Automantenimiento de KM5 (53-54). • Enclavamiento de KM4 por KM5 (2122). • Parada: impulso en S1. o GV posterior • Impulso en S5. Cierre de KM5. Ing. Alberto Egea

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• • •

Enclavamiento de KM4 por KM5 (2122). Cierre de KM2 por KM5 (63-64). Cierre de KM3 por KM2 (53-54).

• • •

Enclavamiento de KM1 por KM2 y KM3 (21-22). Automantenimiento de KM5 (53-54). Parada: impulso en S1.

Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar (facultativo), calibre In motor máxima, tipo LS1-, GK1-, GS1. 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor máxima; KM4-KM5: 1 función pre ensamblada que incluye 2 contactores 3P + NC + 2NA enclavados mecánicamente entre sí, calibre In motor máxima, tipo LC2, o 2 contactores, tipo LC1-, enclavados mecánicamente; KM1: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor a PV, tipo LC1-; KM2: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor a GV, tipo LC1-; Enclavamiento mecánico entre KM1 y KM2; KM3: 1 contactor 3P+ NC + NA, calibre In motor a GV, tipo LC1-; Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2; F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor a PV, tipo LR2-. F32: 1 relé de protección térmica, calibre In motor a GV, tipo LR2-; Auxiliares de control: S1 a S5: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; cajas de pulsadores, tipo XAL-, cajas de pulsadores colgantes, tipo XAC-; • Auxiliares de equipos: envolventes, tipo ACM…, repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-, – auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-, – auxiliares de cableado, tipo AK2-, auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS,ABA-, ABE-, ABL-.

[email protected]

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ARRANQUE DE UN MOTOR DE 2 VELOCIDADES CONEXIÓN DAHLANDER. PAR CONSTANTE DAHLANDER

Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1: arranque del motor a PV o Cierre de KM2: acoplamiento en estrella de las bornes PV del motor. • Cierre de KM3: arranque del motor a GV. Características. • Q1: calibre In motor máxima. • KM1: calibre In motor a PV. • KM2-KM3: calibre In motor a GV. • Enclavamiento eléctrico y mecánico entre KM1 y KM2. • F1: calibre In motor a PV. • F2: calibre In motor a GV. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2.

• •

Cierre de KM1. Enclavamiento de KM2 y KM3 por KM1 (61-62). • Automantenimiento de KM1 (13-14), o: Impulso en S3. • Cierre de KM2. • Enclavamiento de KM1 por KM2 (6162). • Cierre de KM3 por KM2 (13-14). • Enclavamiento de KM1 por KM3 (6162). • Automantenimiento de KM2 y KM3 por KM3 (13-14). • Parada: impulso en S1. Características: Condenación mecánica y eléctrica entre KM1 y KM2.

Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar (facultativo), calibre In motor máxima, tipo LS1-, GK1-, GS1.3 cartuchos de fusibles, calibre In motor máxima; KM1: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor a PV, tipo LC1-; KM2: 1 contactor 3P + NC + NA calibre In motor a GV, tipo LC1-; Enclavamiento mecánico entre KM1 y KM2 recomendado; KM3: 1 contactor 3P + NC + NA, calibre In motor a GV, tipo LC1-; Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2; F1: 1 relé de protección térmica, [email protected]

Ing. Alberto Egea

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calibre In motor a PV, tipo LR2-; F2: 1 relé de protección térmica, calibre In motor a GV, tipo LR2-; Auxiliares de control: S1 a S3: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; cajas de pulsadores, tipo XAL-; Auxiliares de equipos: envolventes, tipo ACM…; repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-; auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-; auxiliares de cableado, tipo AK2-; auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

ARRANCADOR ROTÓRICO DE 3 TIEMPOS

Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1: puesta bajo tensión del motor. • Cierre de KM11: cortocircuitado de una parte de la resistencia. • Aceleración. • Cierre de KM12: cortocircuitado total de la resistencia. • Fin del arranque. Características • Q1: calibre In motor. • KM1: calibre In motor. • KM11: número de polos y calibre en función del acoplamiento (tripolar o [email protected]

trapolar), de I rotórico del motor en el instante considerado, y del servicio del contactor. • KM12: número de polos y calibre en función del acoplamiento y de I rotórico nominal del motor. • F1: calibre In motor. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2. Cierre de KA1. • Cierre de KM1 y alimentación del relé temporizador térmico F2 por KA1 (1314). • Automantenimiento de KA1 por KM1 (13-14). • Cierre de KM11 por KA1 (67-68). Ing. Alberto Egea

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• Cierre de KM12 por KM11 (67-68). • Eliminación de F2 por KM12 (21-22). • Parada: impulso en S1. Características • F2: relé temporizador térmico que protege las resistencias contra arranques demasiado frecuentes o incompletos.

•

Se utilizará el contactor auxiliar con aditivo KA1 cuando no sea posible montar un bloque de contactos temporizados en el contactor KM1.

Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar (facultativo), calibre In motor, tipo GK1-, GS1; 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor; KM11: contactor 3P + NA, calibre In motor, tipo LC1-; KA1: 1 contactor auxiliar con aditivo temporizado al accionamiento, tipo CA2-D o CA2-K; Temporización habitual 3 a 7 s; KM11: 1 contactor 3 o 4P, tipo LC1- + bloque de contactos temporizados al accionamiento, tipo LA2-Temporización habitual 1 a 3 s; KM12: 1 contactor 3 o 4P + NC, tipo LC1-D; Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2; F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor, tipo LR2-; F2: 1 relé temporizador térmico (facultativo), tipo LT2-TK, para protección de la resistencia de arranque. Temporización habitual 2 a 3 arranques consecutivos; RA-RB-RC: 1 resistencia de arranque. Valor en función de la potencia del motor y de sus características rotóricas. Sección en función de la duración de su puesta bajo tensión; Auxiliares de control: S1-S2: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; cajas de pulsadores, tipo XAL-; Auxiliares de equipos: Envolventes, tipo ACM…; Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-; Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-; Auxiliares de cableado, tipo AK2-, de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

ARRANCADOR-INVERSOR ROTÓRICO DE 3 TIEMPOS. CONTROL MEDIANTE PULSADORES

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Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1 o KM2: elección del sentido de rotación. • Arranque del motor. • Cierre de KM11: cortocircuitado de una parte de la resistencia. • Aceleración. • Cierre de KM12: cortocircuitado total de la resistencia. • Fin del arranque. Características • Q1: calibre In motor. • KM1-KM2: calibre In motor. • KM11: número de polos y calibre en función del acoplamiento (tripolar o tetrapolar), de I rotórico del motor en el instante considerado, y del servicio del contactor. • KM12: número de polos y calibre en función del acoplamiento y de I rotórico nominal del motor. • F1: calibre In motor. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2 o S3. • Cierre de KM1 o de KM2. • Enclavamiento de KM2 o KM1 (21-22). • Automantenimiento de KM1 o KM2 (13-14). • Cierre de KA1 por KM1 o KM2 (53-54), y alimentación del relé temporizador térmico F2. • Cierre de KM11 por KA1 (67-68). • Cierre de KM12 por KM11 (67-68). • Eliminación de F2 por KM12 (21-22). • Parada: impulso en S1. Características • Condenación mecánica y eléctrica entre KM1 y KM2. • F2: relé temporizador térmico que protege las resistencias de arranque contra arranques demasiado frecuentes o incompletos. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar, calibre In motor, tipo GK1-, GS1. 3 cartuchos de fusibles, calibre In motor; KM1-KM2: 1 función pre ensamblada que incluye 2 contactores 3P + NC + 2NA, enclavados mecánicamente, calibre In motor, tipo LC2-, o 2 contactores, tipo LC1,enclavados mecánicamente; KM11: 1 contactor 3 o 4P, tipo LC1- + bloque de contactos temporizados al accionamiento, tipo LA2-. Temporización habitual 1 a 3 s; KM12: 1 contactor 3 o 4P + NC, tipo LC1-; KA1: 1 contactor auxiliar con aditivo temporizado al accionamiento, tipo CA2-D o CA2-K. Temporización habitual 3 a 7 s; Q2: 1 disyuntor de control, tipo GB2; F1: 1 relé de protección térmica, calibre In motor, tipo LR2-; F2: 1 relé temporizador térmico (facultativo), tipo LT2-TK, para proteger la resistencia de arranque. Temporización habitual: 2 a 3 arranques consecutivos; RA-RB-RC: 1 resistencia de arranque. Valor en función de la potencia y de las características rotóricas del motor. Sección en función de la duración de su puesta bajo tensión; Auxiliares de control: S1 a S3 : unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; cajas de pulsadores, tipo XAL-; cajas de pulsadores colgantes, tipo XAC-; Auxiliares de equipos: envolventes, tipo ACM…, repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5-, auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1-, auxiliares de cableado, tipo AK2-, auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

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ARRANCADOR ESTÁTICO ALTISTART 1: SENTIDO DE MARCHA, PARADA LIBRE

Control por disyuntor-motor Controles • El disyuntor-motor sólo realiza el control local. • Activación y rearme por acción en el pulsador de marcha del disyuntor-motor. • Disparo manual por acción en el pulsador de parada del disyuntor-motor o del automático cuando actúa el magnetotérmico. • Señalización por diodos electroluminiscentes en el Altistart: motorización, regímenes transitorios, pre alarma, defecto. Protecciones garantizadas • Contra cortocircuitos, por el magnético del disyuntor-motor. El poder de corte dependerá de la elección del disyuntor. • Contra sobrecargas, bien por el térmico del disyuntor-motor, bien por el control electrónico de sobrecarga del Altistart. • Contra funcionamiento monofásico. • En caso de cortocircuito o de sobrecarga, el Altistart se enclava. Al desaparecer el defecto, si no se desea re arrancar, es necesario poner el Altistart en posición de rearme manual. De lo contrario, elegir la posición Auto. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 disyuntor-motor GV2 o GV3. A1: 1 Altistart adaptado a la potencia del motor.

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Control por contactor de línea Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre de KM1. KM1 pone el Altistart bajo tensión y un contacto auxiliar da la orden de marcha, por lo que el contactor no se activa a corriente elevada sino a corriente nula. Controles • Activación por acción en el pulsador de marcha S2. • Disparo manual mediante pulsador de parada S1 o automático, mediante el contacto 27-28 del relé de defecto A1. • Señalización por diodos electroluminiscentes en el Altistart: motorización, regímenes transitorios, pre alarma, defecto. Protecciones garantizadas • Contra cortocircuitos, por los fusibles de Q1. • Contra sobrecargas por el control electrónico del Altistart. Este control enclava el Altistart y provoca la caída del relé de defecto. • Contra funcionamiento monofásico. • En caso de cortocircuito o de sobrecarga, el Altistart se enclava. Al desaparecer el defecto, si no se desea re arrancar, es necesario poner el Altistart en posición de rearme manual. De lo contrario, elegir la posición Auto. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar, calibre In motor, tipo GK1-, GS1; KM1: 1 contactor, calibre In motor, tipo LC1 o LC2; A1: 1 Altistart adaptado a la potencia del motor; S1-S2: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; Q2, Q3, Q4: disyuntores de control, tipo GB2.

ARRANCADOR ALTISTART 1:

SENTIDO DE MARCHA, FRENADO, CORTOCIRCUITADO AL FINAL DEL

ARRANQUE

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Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1. • Cierre del contactor de línea KM1. El Altistart arranca el motor. • Al final del arranque, KM4 cortocircuita el Altistart. • Para parada manual, corte de KM4. o Después, existen 3 posibilidades: • Selección de parada libre: parada del motor y apertura del contactor KM1, • Selección de parada frenada: cierre del contactor KM3. A la parada, caída de los contactores de frenado KM3, y luego de los de línea KM1, • Selección de la función de deceleración: deceleración del motor. Al final de la deceleración, caída del contactor de línea KM1. • Disparo en caso de defecto, por el contacto 27-28 del Altistart. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2. Cierre de KA1. • KA1 cierra KM1. • Automantenimiento de KA1 por KM1 y KA1. • Al final del arranque, cierre de KM4 por 43-44 del Altistart. • Impulso en S3. Corte de KA1. • Caída de KM4. o Después, pueden presentarse tres casos: • selección de parada libre: caída de KM1 por la temporización de KA1, • selección de parada frenada: subida de KM3, seguida de inyección de corriente continua. Al final del frenado, caída de KM3 y KM1, • selección de parada decelerada: deceleración siguiendo la rampa regulada. Caída de KM1 al final de la deceleración. Señalización por diodos electroluminiscentes en el Altistart: motorización, regímenes transitorios, pre alarma, defecto. Protecciones garantizadas • Contra cortocircuitos, por los fusibles de Q1. • Contra sobrecargas con pre alarma por el Altistart. • Contra funcionamiento monofásico por el relé de defecto del Altistart, cuando el Altistart no está cortocircuitado. • Contra inversión de fases de entrada. Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1: 1 seccionador portafusibles tripolar, calibre In motor, tipo GK1-, GS1. KM1: 1 contactor de línea, calibre In motor, tipo LC1 o LC2. KM3: 1 contactor de frenado, de tipo LC1. KM4: 1 contactor de cortocircuitado del Altistart de tipo LC1. Q2, Q3, Q4: disyuntores de control de tipo GB2. T1: transformador de control. KA1: 1 contactor auxiliar de relevo del orden de marcha, de tipo CA2-D o CA2-K. A1: 1 Altistart adaptado a la potencia del motor. Auxiliares de control: S1-S2: unidades de control, tipo XB2-B, XA2-B; cajas de pulsadores, tipo XALAuxiliares de equipos: Envolventes, tipo ACM… Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1Auxiliares de cableado, tipo AK2Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-,ABA-, ABE-, ABL-.

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ARRANCADOR ALTISTART: ARRANQUE EN CASCADA DE VARIOS MOTORES, PARADA LIBRE

Puede utilizarse un solo Altistart para arrancar sucesivamente varios motores, siempre que la potencia de cada motor sea compatible con el calibre del arrancador. En tal caso, debe protegerse cada motor con un relé térmico y seleccionar parada libre. Funcionamiento del circuito de potencia • Cierre manual de Q1, Q11, Q21...Qn1. • Cierre del contactor de línea KM1. • Cierre del contactor KM11. Arranque del motor M1. • Cierre de KM12. Apertura de KM11. Cierre de KM21. • Arranque del motor M2. • Cierre de KM22. Apertura de KM21. Cierre de KMn1. • Arranque del motor Mn. • Cierre de KMn2. Apertura de KMn1. • Tras una orden de parada, o en caso de defecto, corte de KM1 y de todos los contactores. Funcionamiento del circuito de control • Impulso en S2. Cierre de KM1. • KM1 provoca la alimentación de KM11 y el motor M1 arranca. [email protected]

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• • • • • •

Al final del arranque, 43-44 del Altistart ordena el cierre de KA1. KA1 hace subir KM12 que cortocircuita el Altistart y corta KM11. Una temporización de KM12 hace subir KM21. El motor M2 arranca. Al final del arranque, KA1 se activa mediante 43-44 del Altistart. KA1 hace subir KM22, que cortocircuita el Altistart. KM22 corta KM21, que pone el Altistart fuera de servicio. Una temporización de KM22 hace subir KMn1 y el motor Mn arranca. • Al final del arranque, KA1 se activa mediante 43-44 del Altistart. • KA1 hace subir KMn1, que pone el Altistart fuera de servicio. • Impulso en el pulsador de parada S1. Corte de KM1. • El contacto auxiliar de KM1 corta KM12, KM22...KMn. Señalización por diodos electroluminiscentes en el Altistart: motorización, regímenes transitorios, pre alarma, defecto. Protecciones garantizadas o Contra cortocircuitos • Por los fusibles de Q11 en el motor M1, • Por los fusibles de Q21 en el motor M2, • Por los fusibles de Qn1 en el motor Mn. o Contra sobrecargas • Por el relé térmico F11 en el motor M1, • Por el relé térmico F21 en el motor M2, • Por el relé térmico Fn1 en el motor Mn, o Contra funcionamiento monofásico por el relé de defecto del Altistart, cuando el Altistart no está cortocircuitado.

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Material necesario (Códigos Schneider Electric) Q1, Q11, Q21, Qn1: seccionadores portafusibles tripolares, calibre In motor, tipo GK1-, DK1-. KM1: 1 contactor de línea, calibrado para la suma de las potencias, tipo LC1 o LC2. KM11-KM12: 2 contactores In motor M1, tipo LC1 o LC2. KM21-KM22: 2 contactores In motor M2, tipo LC1 o LC2. KMn1-KMn2: 2 contactores In motor Mn, tipo LC1 o LC2. Q2, Q3, Q4: disyuntores de control de tipo GB2. T1: transformador de control. KA1: 1 contactor auxiliar de fin de arranque de tipo CA2-D o CA2-K. A1: 1 Altistart adaptado a la potencia del motor más potente y sobre clasificado si debe arrancarse un número importante de motores. S1-S2: unidades de control tipo XB2-B, XA2-B, Domino 22. Auxiliares de equipos: Envolventes, tipo AC3-, AC4-, ACM-, AA2-, AA3Repartidores de potencia, tipo AK2-, AK3-, AK5Auxiliares de montaje, tipo DZ6-, AM1-, AM3-, AF1Auxiliares de cableado, tipo AK2Auxiliares de conexión, tipo AB1-, AB3-, DB6-, DZ5-, AT1-, AR1-, ABR-, ABS-, ABA-, ABE-, ABL-.

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1.7.

FRENADO E INVERSIÓN DE MARCHA

Al frenar, el par de desaceleración es igual al par motor más el par resistente. Tomando un par medio de desaceleración, el tiempo de frenado desde n = nb hasta n = 0 es aproximadamente:

Donde: : Tiempo de frenado en segundos. : Velocidad de rotación de servicio en rpm

: Momento de inercia en kgm2 : Par medio de desaceleración en Nm

La magnitud y el transcurso del par motor dependen del método de frenado que se aplique. Existen los siguientes métodos de frenado:  frenado mecánico.  frenado por contracorriente.  frenado por inyección de corriente continua.  frenado regenerativo (hipersincrónico). En el frenado mecánico; el motor no queda sometido a solicitación alguna. El frenado por contracorriente; se consigue conmutando dos fases de la acometida; al alcanzar la velocidad de rotación el valor cero, es preciso desconectar la acometida, de ser posible, de forma automática (aparato de vigilancia de frenado). El par medio de frenado del motor se encuentra, aproximadamente, a la altura de la magnitud del par de arranque en los motores con rotor de jaula de ardilla. La solicitación térmica del motor equivale al doble o al triple de la correspondiente al arranque. Por este motivo cuando los tiempos de frenado sean superiores a 5 segundos habrá que consultar para determinar el calentamiento del motor. Igualmente habrá que verificar los cálculos cuando se repitan las operaciones de frenado en intervalos reducidos (Véase apartado "Tipos de Servicio") Tratándose de motores con rotor de anillos rozantes, la conexión de las resistencias en el circuito del rotor modifica la curva representativa de los pares y con ello el tiempo de frenado. Con una resistencia exterior conectada en el circuito del rotor, del orden de 1,5 k, el momento de frenado es aproximadamente igual al par nominal. La característica del rotor k está dada por:

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Donde: : Tensión del rotor en reposo, en V : Intensidad del rotor en servicio nominal, en A

El deslizamiento desarrollando el par nominal y el deslizamiento con el par máximo, crecen proporcionalmente con la resistencia total del rotar y la resistencia exterior incorporada. El calor por pérdidas en el motor, y, por tanto, su calentamiento decrecen en proporción inversa con la resistencia total. La resistencia exterior tiene que absorber un calor de pérdidas proporcional a la relación existente entre su resistencia y la total. Para establecer el frenado por corriente continua de motores con rotor de jaula de ardilla .o con rotor de anillos rozantes, es necesario desconectar de la red el estator y excitar con corriente continua a tensión reducida, La curva aproximada representativa de los de frenado se consigue sustituyendo, en la curva del par motor, la división del eje de las abscisas correspondientes a la velocidad de rotación n por la velocidad de frenado nb = ns – n. Para un mismo efecto de frenado, los factores de conversión para calcular la corriente continua en las conexiones indicadas están escalonadas de la siguiente forma:

La corriente continua de frenado para los motores con rotor jaula de ardilla se calcula de la siguiente forma:

Donde: : Corriente continua de frenado en A : Factor de la conexión de frenado : Valor por fases de la intensidad de arranque en A. Para conexión : Momento de inercia total del motor y de la máquina accionada (referido al eje del motor) en kgm2 : Velocidad de rotación nominal en rpm : Tiempo de frenado en segundos (Debido a la solicitación térmica se admite como valor límite tB < 10 segundos) : Par resistente de la máquina accionada en Nm : Par de arranque en Nm : Factor para el par medio de frenado (Valores a consultar al fabricante)

La corriente continua de frenado en motores de rotor bobinado y anillos rozantes se puede establecer de la siguiente forma: Donde: : Corriente continua de frenado en A : Factor de la conexión de frenado : Intensidad nominal estatórica en A (Valor por fase)

Las resistencias en serie con el rotor tienen que estar en este caso conectadas. Se podrán utilizar resistencias de arranque existentes, pero para conocer con exactitud el momento de frenado que se va a alcanzar es preciso consultar. En este caso, habrá que dar a conocer los datos relativos al motor ya la resistencia de arranque. Estando caliente la máquina, la tensión continua de frenado U gl a considerar es la siguiente: En caliente (al medir la resistencia de una fase del devanado a la temperatura de servicio) En frio (al medir la resistencia en una fase del devanado en frio)

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Donde: : Tensión continua de frenado. : Corriente continua de frenado en A (En caliente): Resistencia de fase a la temperatura de servicio en Ω (En frio): Resistencia de fase a 20°C en Ω : Factor de la conexión de frenado. C es la relación que hay entre la resistencia total y la resistencia de fase.

El factor C en las diversas conexiones de frenado es la relación que hay entre la resistencia total y la resistencia de fase. Frenado hipersincrónico (regenerativo); esta clase de frenado resulta en los motores de polos conmutables al conmutar a otra velocidad de rotación inferior. El frenado a valor cero no es posible. El par máximo es muy superior al que se presenta durante la operación de arranque. La solicitación térmica del motor, con una relación de la velocidad de rotación de 1: 2, resulta aproximadamente igual que al arrancar a la velocidad de rotación inferior. Ante cualquier consulta sobre los procesos de frenado y de inversión de marcha, se deberá indicar lo siguiente: 1. Tipo de máquina accionada y lugar de montaje. 2. Potencia de accionamiento y velocidad de rotación nominal de la máquina accionada. 3. Velocidad de rotación proyectada para el motor. 4. Par resistente de la máquina accionada en dependencia de la velocidad de rotación. 5. Momento de inercia de la máquina relacionada con indicación de la velocidad de rotación de referencia, o referida a la velocidad de rotación del motor. 6. Número y forma de los procesos de frenado y de inversión de marcha en un determinado período. 7. Duración de la conexión. Si se trata de motores de polos conmutables, los datos se indicarán para cada velocidad de rotación.

FRENADO POR ELECTROFRENO El electrofreno consiste en una rueda o disco metálico, cuyo eje coincide con el del motor que se ha de frenar y sobre el cual funcionan una o dos zapatas metálicas, recubiertas de fieltro o amianto por su parte interior, con el objeto de conseguir una buena fricción, sin resbalamiento, sobre la rueda de freno; las dos zapatas están sometidas a la tensión mecánica de un conjunto de muelles. El accionamiento del freno propiamente dicho se realiza por medio de un electroimán, de corriente continua o alterna; en los motores trifásicos asíncronos se emplean generalmente electroimanes de corriente alterna (monofásicos o trifásicos). La armadura del electroimán es mecánicamente solidaria con las zapatas del freno. El funcionamiento del electrofreno es como sigue: cuando el electroimán de accionamiento del freno está desexcitado, los muelles antagonistas del freno mantienen a las zapatas sobre la rueda de freno. Cuando el motor se pone en marcha, queda también alimentado el electroimán, que atrae su armadura, venciendo la tensión mecánica de los muelles del freno, y las zapatas se separan de la rueda de freno. Cuando el motor para durante su funcionamiento normal o a causa de una sobrecarga, se desexcita también el electroimán del freno y actúan los muelles antagónicos que juntan las zapatas sobre la rueda de freno, con lo que se obtiene un enérgico par de frenado y el motor para rápidamente. Es decir, que la aplicación del electrofreno es mecánica, puesto que se realiza por medio de los muelles antagónicos, mientras que el desenganche del freno es electromagnético, ya que se realiza por medio del electroimán de freno. Además de los electrofrenos de zapatas, como el que acabamos de describir, se construyen también electrofrenos de discos, que se montan directamente sobre un escudo frontal del motor. Los electrofrenos se [email protected]

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emplean para motores de hasta 300 kW. Para potencias mayores de 300 kW se utilizan los motores-freno, de construcción semejante a la de los motores trifásicos asíncronos, con rotar en cortocircuito. El rotar del motor-freno gira determinado ángulo, limitado por topes fijos o elásticos. Tienen la ventaja' de que el par de frenado es casi constante. Los electrofrenos se emplean en los siguientes casos:  para decelerar la máquina accionada con más rapidez que durante la marcha con par de frenado normal  para disminuir los tiempos muertos o secundarios (por ejemplo, en máquina herramientas)  para parar la máquina accionada en cualquier posición (mecanismos elevadores)  para ajustar la velocidad del motor a valores muy bajos, dentro de un tiempo mínimo  en el caso de una frecuencia elevada de frenado, para descargar al motor del calor disipado, cuando está frenado eléctricamente. Los inconvenientes generales, comunes a todos los electrofrenos son:  se necesitan dispositivos adicionales mecánicos y eléctricos.  frenado excesivamente brusco  mucho desgaste. En la figura 1 se representa el esquema de un equipo sencillo para el arranque directo de un motor, con electrofreno. Con el contactar abierto, las zapatas de freno oprimen la rueda de freno, ya que el electroimán de freno no actúa; en estas condiciones, el motor queda totalmente bloqueado. Cuando se cierra el contactar del motor, actúa simultáneamente el electroimán de freno separando las zapatas, con lo que el motor queda desbloqueado y el motor inicia su funcionamiento normal. Como puede apreciarse, el electrofreno está conectado en paralelo con el motor que debe frenarse. El inconveniente del dispositivo anterior, es que el motor queda bloqueado cuando está parado. Mediante la instalación de un contactor especial para el electrofreno puede conseguirse, a voluntad, que el motor quede desbloqueado cuando la máquina accionada está en reposo. El equipo correspondiente se representa en la figura 2 y se utiliza, sobre todo en los equipos eléctricos para máquinas herramientas. En funcionamiento normal, se acciona el pulsador b1 del contactar el del motor; como consecuencia, se cierra su contacto c1/7-8, a través del cual se alimenta la bobina del contactar c2 de frenado, con lo cual, se cierra el contacto de auto alimentación c2/6-7. Ahora, aunque se suelte el pulsador b1, los contactos c1/7-8 y c2/6-7, permiten que los contactores c1 y c2 permanezcan conectados. Cuando se acciona el pulsador de paro b0, ambos contactores quedan desconectados, con lo que actúan las zapatas de freno y el motor queda bloqueado. Si estando el motor en reposo, se pretende desbloquearlo, basta con accionar el pulsador b2, con [email protected]

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lo que entra en funcionamiento el contactar de frenado c2, autoalimentado por su contacto c2/6-7; evidentemente, el contactar del motor c1, no queda conectado con esta maniobra. Para desexcitar el electrofreno y provocar el bloqueo del motor, basta con accionar el pulsador de paro b0. Los sistemas de frenado reseñados anteriormente, son válidos también para motores con dos sentidos de giro.

FRENADO A CONTRACORRIENTE El sentido de giro del rotor, de un motor asíncrono trifásico, se determina por el sentido del campo magnético giratorio. Cuando el motor está funcionando en un sentido de giro determinado a la velocidad de régimen, si se invierten las conexiones de dos de los conductores de fase del estator, el sentido del campo giratorio es opuesto al sentido de giro del motor y el deslizamiento resulta superior a la unidad. Esta circunstancia provoca un enérgico par de frenado, ya que el campo giratorio tiende a arrastrar al motor en sentido contrario al de su marcha. Como el frenado a contracorriente se opone a la inercia de la carga, este sistema puede emplearse eficazmente para conseguir rápidas deceleraciones de motores que arrastren cargas de inercia (por ejemplo, en máquinas herramientas). En cambio, como el par de frenado a contracorriente decrece con un aumento de la velocidad, este sistema de frenado no puede utilizarse en máquinas elevadoras (grúas, montacargas, etc.) En el frenado a contracorriente, la intensidad de corriente es muy elevada (muchas veces, superior a la de la corriente de arranque), y la energía que la carga suministra al motor no se comunica a la línea sino que constituye una pérdida que debe disipar el propio motor por lo que en los motores en que deba aplicarse este procedimiento de frenado deberán tenerse en cuenta estas circunstancias, sobre todo, desde el punto de vista de la eliminación de la energía térmica producida. En la figura 3 se representa el esquema de un equipo de frenado, constituido por un circuito de potencia y varios circuitos de mando. Las resistencias en el circuito de frenado (véase el circuito de potencia) sirven para limitar la intensidad de la corriente de frenado; en los motores de pequeña potencia, no resultan necesarias. El mayor problema existente en el frenado a contracorriente es que, una vez alcanzado el estado de reposo, el motor pase a funcionar en sentido contrario. Para que esto no suceda, en el instante de la inversión del sentido de giro, el motor debe desconectarse de la línea, para lo que se han ideado diferentes dispositivos; los circuitos de mando de la figura 3 representan cuatro soluciones a este problema. En todos los [email protected]

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casos, el fin del proceso de frenado debe obtenerse para una velocidad tan próxima a cero como sea posible (como máximo de 100 a 200 r.p.m.). Variante 1 (figura 3a): Para poner en marcha el motor se acciona el pulsador b1 , con lo que queda alimentado el contactar de marcha el, que abre su contacto de apertura situado en el circuito de frenado y cierra el contacto temporizado, con retardo en la apertura, situado en este mismo circuito. Cuando se acciona el pulsador de para b0, se desexcita el contactar de marcha c1 y entra en funcionamiento el contactar de frenado

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c2 que actúa, mientras permanece cerrado el contacto temporizado c1; cuando ha transcurrido el tiempo establecido, este contacto se abre (puesto que su contactar el está desconectado) y termina de esta forma el proceso de frenado, parándose el motor; el contactar de frenado c2 enclava el contactar c1 por medio de un contacto de apertura c2, situado en su circuito, de forma que el motor no se puede poner en marcha mientras dura el proceso de frenado. Como puede apreciarse, se trata de un sistema cronométrico de frenado, ya que el contacto de c1 se temporiza a la apertura, de acuerdo con un tiempo predeterminado; este sistema es válido cuando la carga que ha de soportar el motor es prácticamente constante. Variante 2 (figura 3b): Es un sistema cronométrico semejante al anterior, pero más perfeccionado, ya que pueden realizarse dos tipos de parada del motor:  Parada con efecto de frenado: accionando el pulsador b2.  Parada sin efecto de frenado: accionando el pulsador b1. Variante 3 (figura 58c): Se trata de un sistema acelero métrico, ya que como dispositivo protector contra la inversión de giro, se emplea un relé centrífugo, alimentado mediante un contacto d1 , accionado por la fuerza centrífuga y cerrado cuando el motor se para. Este montaje permite las paradas con y sin efecto de frenado (o sea, como la variante 2). Cuando el motor está parado, no actúa la fuerza centrífuga sobre el contacto d1 y éste queda abierto, por lo que en el esquema está representado en esta posición. Cuando el motor comienza a girar, se cierra el contacto d1. Para la parada con efecto de frenado, se acciona el pulsador b2; el contactor de frenado c2 queda alimentado. El motor inicia su proceso de frenado y cuando la velocidad ha descendido hasta un cierto valor (por ejemplo, 100 r.p.m.), el contacto d1 se abre, abriendo también el circuito del contactar de frenado c1. Este procedimiento es aplicable a motores con cargas variables, ya que el proceso de frenado no depende directamente del tiempo, sino de un valor determinado de la velocidad. Variante 4 (figura 3d): Es un sistema cronométrico, en el que la temporización se obtiene por el tiempo de descarga de un condensador sobre un relé. Durante el régimen de marcha normal del motor, el condensador se carga a través del diodo rectificador. Cuando se acciona el pulsador de paro b0, el condensador se descarga sobre el relé d1, que cierra un contacto d l situado en el circuito de frenado, con lo que el contactar de frenado c2 queda alimentado, mientras dura la descarga del condensador C sobre el relé d1 : cuando cesa esta descarga, el contactor de frenado C2 de desexcita y el motor se para. La temporización (es decir, el tiempo de descarga del condensador), se regula mediante la resistencia variable r4, situada en el circuito de descarga. Existen también los correspondientes enclavamientos, es decir: Mientras actúa el contactor de marcha el, no puede actuar el contactor de frenado c2, ni el relé d1. Mientras actúa el contactor de frenado c2, no puede actuar el contactor de marcha c2, es decir que, durante el proceso de frenado, un accionamiento equivocado del pulsador de marcha b1, no tiene consecuencias.

FRENADO POR INYECCIÓN DE CORRIENTE CONTINUA Este procedimiento consiste en separar el motor de la red y conectar inmediatamente dos bornes del estator a una fuente de corriente continua. En estas condiciones, el rotor gira con relación a un campo magnético fijo y su deslizamiento crea un par de frenado, semejante al producido durante un funcionamiento trifásico. Particularmente, se puede decir que este par pasa por un valor máximo para un deslizamiento de 0,8, lo que quiere decir, para una velocidad próxima a 0,2 del valor nominal. Para un deslizamiento dado, el par puede regularse en cierta medida, modificando la intensidad de corriente absorbida. Por esta razón, la tensión continua de alimentación ha de ser siempre muy baja y determinada únicamente por la resistencia de los devanados estatóricos que debe atravesar la corriente continua, y que siempre tiene un valor bajo. Generalmente, la fuente de alimentación es la propia red de corriente alterna, a través de un transformador reductor y de un equipo rectificador de muy baja tensión.

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Este sistema de frenado resulta muy eficaz, ya que es de acción suave y rápida al mismo tiempo, por ser al principio algo más reducido al par de frenado que en el sistema a contracorriente y alcanzarse el valor máximo en la segunda mitad del periodo de frenado bajando al final bruscamente a cero. Sobre el sistema de frenado a contracorriente tiene la ventaja, anteriormente citada, de un par de frenado nulo en la parada; por consiguiente, no debe tomarse ninguna precaución para impedir la inversión de marcha de la máquina accionada. Su principal inconveniente es que se precisa un mayor gasto en los accesorios que constituyen el equipo. El valor de la corriente de frenado está generalmente comprendido entre 1,3 y 1,8 del valor de la corriente nominal del motor. La figura 4 representa el esquema de un equipo eléctrico de frenado por inyección de corriente continua, cuando se trata de un motor con un solo sentido de giro. Los rectificadores están alimentados desde la propia red de corriente alterna, y conectados en puente trifásico. La puesta en marcha normal del motor se realiza por accionamiento del pulsador de marcha b1, con lo que entra en funcionamiento el contactor c1; después de soltar el pulsador b1, este contactor queda alimentado a través del correspondiente contacto de auto alimentación c1; al mismo tiempo se abre el contacto de apertura c1, situado en el circuito de frenado, con lo que se evita un frenado intempestivo durante el funcionamiento de marcha normal. Finalmente, se cierra el contacto temporizado a la apertura el también situado en el circuito de frenado. [email protected]

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Para parar el motor se acciona el pulsador de paro b0, con lo que el contactor c1 se desexcita y abre sus contactos principales; al propio tiempo, se cierra el contactor c1, situado en el circuito de frenado, mientras que el contactor temporizado c1 se mantiene cerrado durante cierto tiempo (temporización a la apertura). Con esto, queda alimentado el contactar de frenado c2; se cierran los contactos principales de este contactar con lo que se inyecta en el estator del motor, la corriente continua procedente del equipo de rectificadores D. El efecto de frenado dura mientras permanece cerrado el contacto temporizado el del circuito de frenado; al final de la temporización, este contacto se abre, poniendo fin al régimen de frenado del motor, ya que queda abierto el circuito de frenado. El procedimiento de frenado por inyección de corriente continua se puede aplicar también a motores con dos sentidos de giro. En este caso, se utiliza el esquema de la figura 5, que no precisa de explicación. Solamente hay que tener en cuenta que, esta vez, hay dos relés temporizados, uno para cada sentido de giro. Por lo demás, con el examen del esquema se puede comprender fácilmente el funcionamiento de este equipo de frenado.

1.8.

VARIACIÓN DE VELOCIDAD

MOTORES DE JAULA DE ARDILLA Consecuencias de una variación de tensión.  Efecto sobre la corriente de arranque: La corriente de arranque varía en función de la tensión de alimentación. Si ésta es muy elevada durante la fase de arranque, la corriente absorbida en el instante de conexión aumenta. Este aumento de corriente se agrava por la saturación de la máquina.  Efecto sobre la velocidad: Cuando varía la tensión, la velocidad de sincronismo no se modifica, pero en un motor cargado, un aumento de la tensión provoca una ligera disminución del deslizamiento. Concretamente, esta propiedad es inutilizable debido a la saturación del circuito magnético del estator; la corriente absorbida aumenta mucho y es de temer un calentamiento anormal de la máquina incluso con baja carga. Por el contrario, si la tensión de alimentación disminuye, el deslizamiento aumenta, y para poder proporcionar el par necesario, la corriente absorbida ha de aumentar, con el riesgo de calentamiento que de ello resulta. Por otra parte, como el par máximo disminuye con el cuadrado de la tensión, es posible un desenganche (calado) del motor si se produce una pérdida importante de la tensión. Consecuencias de una variación de frecuencia Efecto sobre el par: Como en toda máquina eléctrica, el par de un motor asíncrono sigue la expresión: (K = coeficiente constante dependiendo de la máquina) En el esquema equivalente de la figura 8, el bobinado L es el que produce el flujo e I0 es la corriente magnetizante. En una primera aproximación, despreciando la resistencia frente a la inductancia magnetizante (es decir, para frecuencias de algunos hercios) la corriente I0 se expresa:

El flujo tendrá la expresión: El par de la máquina será: I0 e I son las corrientes nominales para las que está dimensionado el motor. Para no sobrepasar los límites hay que mantener I0 en su valor nominal, lo que no puede conseguirse si la razón U/f es constante. [email protected]

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Por tanto, es posible obtener el par y las corrientes nominales mientras que la tensión de alimentación U puede ajustarse en función de la frecuencia. Cuando no es posible este ajuste, la frecuencia siempre puede aumentar, pero la corriente I0 disminuye y el par útil también, puesto que no es posible sobrepasar sistemáticamente la corriente nominal de la máquina sin riesgo de calentamiento. Para obtener un funcionamiento a par constante, independientemente de la velocidad, hay que mantener la razón U/f constante que es lo que hace un convertidor de frecuencia.  Efecto sobre la velocidad: La velocidad de rotación de un motor asíncrono es proporcional a la frecuencia de la tensión de alimentación. Esta propiedad se utiliza normalmente para hacer funcionar a gran velocidad motores especialmente diseñados para ello, por ejemplo con una alimentación a 400 Hz (rectificadoras, aparatos de laboratorio o quirúrgicos, etc.). También es posible obtener una variación de velocidad ajustando la frecuencia, por ejemplo de 6 a 50 Hz (rodillos de cintas transportadores, aparatos de elevación, etc.).

Ajuste de velocidad Durante mucho tiempo, las posibilidades de regulación de velocidad de los motores asincrónicos han sido mínimas. Los motores de jaula se utilizaban la mayor parte de veces a su velocidad nominal. En la práctica, sólo los motores con conmutación de polos o con arrollamientos estatóricos separados, todavía frecuentemente utilizados hoy en día, permitían disponer de varias velocidades fijas. Actualmente, con los convertidores de frecuencia, los motores de jaula se usan normalmente con velocidad variable, y pueden así utilizarse en aplicaciones hasta ahora reservadas a los motores de corriente continua.

MOTORES DE CONMUTACIÓN DE POLOS La velocidad de un motor de jaula es función de la frecuencia de la red de alimentación y del número de pares de polos. Por tanto, es posible obtener un motor de dos o varias velocidades creando en el estator combinaciones de bobinados que correspondan a diferentes números de pares de polos. Este tipo de motor sólo permite razones de velocidad de 1 a 2 (4 y 8 polos, 6 y 12 polos, etc.). Para ello hacen falta seis bornes (figura 9). Para una de las velocidades, la red se conecta en los tres bornes correspondientes. Para la segunda, éstos se conectan entre sí, y la red se conecta en los otros tres bornes. La mayor parte de veces, tanto en alta como en baja velocidad, el arranque se efectúa por conexión directa a la red sin ningún dispositivo especial (arranque directo). En ciertos casos, si las condiciones de utilización lo exigen y si el motor lo permite, [email protected]

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el dispositivo de arranque conecta primero automáticamente la velocidad baja antes que la alta o antes de la parada. Según las corrientes absorbidas en baja velocidad y en alta velocidad, la protección puede efectuarse mediante un mismo relé térmico para las dos velocidades o con dos diferentes (uno para cada velocidad). Generalmente, estos motores tienen un rendimiento y un factor de potencia demasiado bajos.

MOTORES CON ARROLLAMIENTOS ESTATÓRICOS SEPARADOS Este tipo de motores, tiene dos arrollamientos estatóricos eléctricamente independientes, lo que permite obtener dos velocidades con cualquier razón de proporcionalidad entre ellas. Sin embargo, sus características eléctricas se ven normalmente afectadas porque el arrollamiento de baja velocidad debe soportar los esfuerzos mecánicos y eléctricos que produce el funcionamiento del motor en alta velocidad. A veces, estos motores llegan a absorber, funcionando a baja velocidad, corrientes mayores que funcionando a alta velocidad. También es posible fabricar motores con tres o cuatro velocidades conmutando los polos sobre uno o dos arrollamientos estatóricos. Esta solución exige toma suplementaria intermedia en los arrollamientos.

MOTORES ASINCRÓNICOS DE ANILLOS Y ROTOR BOBINADO Utilización de la resistencia rotórica: En este tipo de motores, la resistencia rotórica permite determinar † su par de arranque y su velocidad. En efecto, la conexión permanente de una resistencia en bornes del rotor de un motor de anillos disminuye su velocidad, y tanto más cuanto más elevado sea el valor de esta resistencia. Es una solución sencilla para hacer variar su velocidad. Ajuste de la velocidad por deslizamiento: Estas resistencias rotóricas o «de deslizamiento» pueden cortocircuitarse en varios escalones para obtener o un ajuste discontinuo de la velocidad, o una aceleración progresiva y el arranque completo del motor. Deben de poder soportar todo el tiempo de funcionamiento, sobre todo cuando se utilizan para variar la velocidad. Por esto, su volumen a veces es importante y su coste elevado. Este sistema extremadamente simple se utiliza cada vez menos porque tiene dos inconvenientes importantes:  durante la marcha a baja velocidad, una gran parte de la energía absorbida de la red se disipa, como pérdidas, en las resistencias.  la velocidad obtenida no es independiente de la carga, sino que varía con el par resistente aplicado a la máquina sobre su árbol motor (figura 10). Para una resistencia dada, el desliza-

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miento es proporcional al par. Así por ejemplo, la baja velocidad obtenida mediante resistencia puede ser del 50% a plena carga y sólo del 25% a media carga, mientras que la velocidad en vacío resulta prácticamente invariable. Si un operario supervisa permanentemente la máquina, puede, modificando el valor de la resistencia según la demanda, fijar la velocidad en una cierta zona para pares relativamente importantes, pero, para pares bajos, resulta prácticamente imposible realizar cualquier ajuste. En efecto, si para obtener un punto de funcionamiento «a baja velocidad y con poco par» se inserta una gran resistencia, la mínima variación de par resistente hace pasar la velocidad de cero hasta casi el 100%. La característica es demasiado inestable. Para las máquinas con variación especial de par resistente en función de la velocidad, el ajuste puede resultar también imposible. Ejemplo de funcionamiento con deslizamiento: para una máquina que aplica al motor un par resistente de 0,8 Cn, pueden obtenerse velocidades diferentes representadas por el punto en el diagrama de la figura 19. Con un mismo par, la velocidad disminuye cuando la resistencia rotórica aumenta.

1.8.1. VARIADORES ELECTROMECÁNICOS, MECÁNICOS E HIDRAÚLICOS ELECTROMECÁNICOS Los sistemas electromecánicos de ajuste de velocidad tienen importancia histórica. En la actualidad son muy poco utilizados desde la generalización del uso de los variadores de velocidad electrónicos. Motores de corriente alterna con colector (Schrage): Se trata de motores especiales. La variación de velocidad se obtiene cambiando la posición de las escobillas del colector respecto a la línea neutra. Variadores de corriente de Foucault: Se compone de una campana conectada directamente al motor asíncrono que gira a velocidad constante, y de un rotor formado por un bobinado alimentado en corriente continua (figura 11). El movimiento se transmite al árbol de salida por acoplamiento electromagnético. Variando la excitación de este bobinado, es posible ajustar el deslizamiento del conjunto. Una generatriz taquimétrica incorporada permite controlar la velocidad con una buena precisión. Un sistema de ventilación permite evacuar las pérdidas debidas al deslizamiento. Este principio se ha utilizado mucho en las máquinas de elevación y en especial en las grúas de canteras. Su construcción constituye un sistema robusto, sin piezas de desgaste y puede ser conveniente para funcionamientos intermitentes y para potencias de hasta un centenar de kW. Grupo Ward Léonard: Este dispositivo, otrora muy extendido, está constituido por un motor y un generador de corriente continua que alimenta a su vez un motor de corriente continua (figura 12). La variación de velocidad se consigue ajustando la excitación de la generatriz. Con una pequeña corriente de control se pueden gobernar potencias de varios centenares de kW en los cuatro cuadrantes de la gráfica parvelocidad. [email protected]

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Este tipo de variador ha sido utilizado en sistemas de laminación y en ascensores de minas. Esta solución de variación de velocidad ha sido la más económica y la que mayores prestaciones ha proporcionado antes de la aparición de los semiconductores que la han convertido en obsoleta.

MECÁNICOS E HIDRÁULICOS Siempre se han utilizado variadores mecánicos e hidráulicos. Por lo que se refiere a los variadores mecánicos se han ideado todo tipo de soluciones (polea-correa, reductores de velocidad, sistemas cónicos, etc.). Estos variadores tienen la desventaja de necesitar un mantenimiento cuidadoso y se prestan difícilmente al control pero son una competencia importante para los convertidores de frecuencia. Los variadores hidráulicos están todavía muy extendidos en aplicaciones especiales. Se caracterizan por su gran potencia de salida y su capacidad de desarrollar pares importantes a velocidad nula de forma continuada. En las aplicaciones industriales se pueden ver sobre todo en sistemas de servo control.

1.9.

VARIADORES DE VELOCIDAD ESTÁTICOS (SCHNEIDER ELECTRIC)

1.9.1. FUNCIONES ACELERACIÓN CONTROLADA La aceleración del motor se controla mediante una rampa de aceleración lineal o en «S». Generalmente, esta rampa es controlable y permite por tanto elegir el tiempo de aceleración adecuado para la aplicación.

VARIACIÓN DE VELOCIDAD Un variador de velocidad no puede ser al mismo tiempo un regulador. En este caso, es un sistema, rudimentario, que posee un mando controlado mediante las magnitudes eléctricas del motor con amplificación de potencia, pero sin lazo de realimentación: es lo que se llama «en lazo abierto». La velocidad del motor se define mediante un valor de entrada (tensión o corriente) llamado consigna o referencia. Para un valor dado de la consigna, esta velocidad puede variar en función de las perturbaciones (variaciones de la tensión de alimentación, de la carga, de la temperatura). El margen de velocidad se expresa en función de la velocidad nominal.

REGULACIÓN DE VELOCIDAD Un regulador de velocidad es un dispositivo controlado (figura 1). Posee un sistema de mando con amplificación de potencia y un lazo de alimentación: se denomina, «lazo abierto». La velocidad del motor se define mediante una consigna o referencia. El valor de la consigna se compara permanentemente con la señal de alimentación, imagen de la velocidad del motor. Esta señal la suministra un generador tacométrico o un generador de impulsos colocado en un extremo del eje del motor. Si se detecta una desviación como consecuencia de una variación de velocidad, las magnitudes aplicadas al motor (tensión y/o frecuencia) se corrigen automáticamente para volver a llevar la velocidad a su valor inicial. Gracias

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a la regulación, la velocidad es prácticamente insensible a las perturbaciones. La precisión de un regulador se expresa generalmente en % del valor nominal de la magnitud a regular.

DESACELERACIÓN CONTROLADA Cuando se desconecta un motor, su deceleración se debe únicamente al par resistente de la máquina (deceleración natural). Los arrancadores y variadores electrónicos permiten controlar la deceleración mediante una rampa lineal o en «S», generalmente independiente de la rampa de aceleración. Esta rampa puede ajustarse de manera que se consiga un tiempo para pasar de la velocidad de régimen fijada a una velocidad intermediaria o nula: Si la desaceleración deseada es más rápida que la natural, el motor debe de desarrollar un par resistente que se debe de sumar al par resistente de la máquina; se habla entonces de frenado eléctrico, que puede efectuarse reenviando energía a la red de alimentación, o disipándola en una resistencia de frenado. Si la deceleración deseada es más lenta que la natural, el motor debe desarrollar un par motor superior al par resistente de la máquina y continuar arrastrando la carga hasta su parada.

INVERSIÓN DEL SENTIDO DE GIRO La mayoría de los variadores actuales tienen implementada esta función. La inversión de la secuencia de fases de alimentación del motor se realiza automáticamente o por inversión de la consigna de entrada, o por una orden lógica en un borne, o por la información transmitida a mediante una red.

FRENADO Este frenado consiste en parar un motor pero sin controlar la rampa de desaceleración. Con los arrancadores y variadores de velocidad para motores asíncronos, esta función se realiza de forma económica inyectando una corriente continua en el motor, haciendo funcionar de forma especial la etapa de potencia. Toda la energía mecánica se disipa en el rotor de la máquina y, por tanto, este frenado sólo puede ser intermitente. En el caso de un variador para motor de corriente continua, esta función se realiza conectando una resistencia en bornes del inducido.

PROTECCIONES INTEGRADAS Los variadores modernos aseguran tanto la protección térmica de los motores como su propia protección. A partir de la medida de la corriente y de una información sobre la velocidad (si la ventilación del motor depende de su velocidad de rotación), un microprocesador calcula la elevación de temperatura de un motor y suministra una señal de alarma o de desconexión en caso de calentamiento excesivo. Además, los variadores, y especialmente los convertidores de frecuencia, están dotados de protecciones contra: cortocircuitos entre fases y entre fase y tierra, las sobretensiones y las caídas de tensión, los desequilibrios de fases, el funcionamiento en monofásico.

1.9.2. MODOS DE FUNCIONAMIENTO Los variadores de velocidad pueden, según el convertidor electrónico, o hacer funcionar un motor en un solo sentido de rotación, y se llaman «unidireccionales», o en los dos sentidos de la marcha, y se llaman entonces «bidireccionales». Los variadores son «reversibles» cuando pueden recuperar la energía del motor al funcionar como generador (modo frenado). La reversibilidad se obtiene o retornando la energía hacia la red (puente de entrada reversible), o disipando la energía recuperada en una resistencia con un chopper de frenado. La figura 2 muestra las cuatro situaciones posibles de la gráfica par-velocidad de una máquina, resumidas en la tabla que le acompaña. Hay que indicar que cuando la máquina funciona como generador recibe una fuerza de arrastre. Este estado se utiliza especialmente para el frenado. La energía cinética disponible en el eje de la máquina, o se [email protected]

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re a la red de alimentación, o se disipa en las resistencias, o, para pequeñas potencias, en la misma máquina, como pérdidas.

VARIADOR UNIDIRECCIONAL Este tipo de variador, la mayor parte de veces no reversible, se emplea para: un motor cc, con un convertidor directo (ca → cc) con un puente mixto con diodos y tiristores (figura 3a), un motor ca, con un convertidor indirecto (con transformación intermedia en cc) con un puente de diodos a la entrada seguido de un convertidor de frecuencia que hace funcionar la máquina en el primer cuadrante (figura 3b). En algunos casos este montaje puede utilizarse en bidireccional (cuadrantes 1 y 3). Un convertidor indirecto que tiene un chopper de frenado y una resistencia convenientemente dimensionada sirven perfectamente para un frenado momentáneo (ralentización de una máquina elevadora cuando el motor debe desarrollar un par de frenado al bajar para retener la carga). En caso de funcionamiento prolongado del motor con una carga que lo arrastre, es imprescindible un convertidor reversible, porque la carga es entonces negativa, por ejemplo, en el motor utilizado al frenar en un banco de pruebas.

VARIADOR BIDIRECCIONAL Este tipo de variador puede ser un convertidor reversible o no reversible. Si es reversible, la máquina funciona en los cuatro cuadrantes y puede permitir un frenado importante. Si es no reversible, sólo funciona en los cuadrantes 1 y 3.

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FUNCIONAMIENTO A PAR CONSTANTE Se denomina funcionamiento a par constante cuando las características de la carga son tales, que, en régimen permanente, el par solicitado es sensiblemente constante sea cual sea la velocidad (figura 4). Este modo de funcionamiento se utiliza en las cintas transportadoras y en las amasadoras. Para este tipo de aplicaciones, el variador debe tener la capacidad de proporcionar un par de arranque importante (1,5 veces o más el par nominal) para vencer los rozamientos estáticos y para acelerar la máquina (inercia).

FUNCIONAMIENTO A PAR VARIABLE Se denomina funcionamiento a par variable cuando las características de la carga son tales que en régimen permanente, el par solicitado varía con la velocidad. Es en concreto el caso de las bombas volumétricas con tornillo de Arquímedes cuyo par crece linealmente con la velocidad (figura 5a) o las máquinas centrífugas (bombas y ventiladores) cuyo par varía con el cuadrado de la velocidad (figura 5b). Para un variador destinado a este tipo de aplicaciones, es suficiente un par de arranque mucho menor (en general 1,2 veces el par nominal del motor). Muy frecuentemente dispone de funciones complementarias como la posibilidad de omitir las frecuencias de resonancia correspondientes a las vibraciones indeseables de la máquina. Es imposible funcionar más allá de la frecuencia nominal de la máquina porque sería una carga insoportable para el motor y el variador.

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FUNCIONAMIENTO A POTENCIA CONSTANTE Es un caso particular del par variable. Se denomina funcionamiento a potencia constante cuando el motor proporciona un par inversamente proporcional a la velocidad angular (figura 6). Es el caso, por ejemplo, de una enrolladora cuya velocidad angular debe disminuir poco a poco a medida que aumenta el diámetro de la bobina por acumulación de material. Es también el caso de los motores de huso de las máquinas herramienta. El margen de funcionamiento a potencia constante es por definición limitado: a baja velocidad, por la corriente proporcionada por el variador, y a gran velocidad, por el par disponible del motor. En consecuencia, el par motor disponible con los motores asíncronos y la capacidad de conmutación de las máquinas de corriente continua deben ser comprobados.

1.9.3. TIPOS DE VARIADORES RECTIFICADOR CONTROLADO PARA MOTOR DE CORRIENTE CONTINUA Proporciona, a partir de una red de corriente alterna monofásica o trifásica, una corriente continua con control del valor medio de la tensión. Los semiconductores de potencia constituyen un puente de Graëtz, monofásico o trifásico (figura 7). El puente puede ser mixto (diodos/tiristores) o completo (sólo tiristores). Esta última solución es la más frecuente porque permite un mejor factor de forma de la corriente suministrada. El motor de corriente continua más utilizado tiene la excitación separada, salvo para pequeñas potencias, en las que suelen usarse frecuentemente motores de imán permanente. La utilización de este tipo de variadores de velocidad se adapta bien a todas las aplicaciones. Los únicos límites vienen impuestos por el propio motor de corriente continua, en especial por la dificultad de conseguir velocidades elevadas y la necesidad de mantenimiento (sustitución de las escobillas). Los motores de corriente continua y sus variadores asociados han sido las primeras soluciones industriales. Después de más de una década, su uso va en constante disminución en beneficio de los convertidores de frecuencia. En efecto, el motor asíncrono es a la vez más robusto y más económico que un motor de corriente continua. Contrariamente a los motores de corriente continua, los asíncronos se han estandarizado con envolvente IP55, siendo por tanto prácticamente insensibles al entorno (goteo, polvo y ambientes peligrosos).

CONVERTIDOR DE FRECUENCIA PARA MOTOR ASINCRÓNICO Suministra, a partir de una red de corriente alterna de frecuencia fija, una tensión alterna trifásica, de valor eficaz y frecuencia variables (figura 8). La alimentación del variador puede ser monofásica para pequeñas potencias (orden de magnitud de algunos kW) y trifásica para los mayores. Ciertos variadores de pequeña potencia aceptan indistintamente tensiones de alimentación mono y trifásica. La tensión de [email protected]

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salida del variador es siempre trifásica. De hecho, los motores asíncronos monofásicos no son adecuados para ser alimentados mediante convertidores de frecuencia. Los convertidores de frecuencia alimentan los motores de jaula estándar con todas las ventajas de estos motores: estandarización, bajo costo, robustez, estanqueidad, ningún mantenimiento. Puesto que estos motores son auto-ventilados, el único límite para su empleo es el funcionamiento a baja velocidad porque se reduce esta ventilación. Si se requiere este funcionamiento hay que prever un motor especial con una ventilación forzada independiente.

REGULADOR DE TENSIÓN

PARA EL ARRANQUE DE MOTORES ASÍNCRONOS Suministra, a partir de una red de corriente alterna, una corriente alterna de frecuencia fija igual a la de la red, mediante el control del valor eficaz de la tensión, modificando el ángulo de retardo de disparo de los semiconductores de potencia (dos tiristores montados en anti paralelo en cada fase del motor) (figura 9).

1.9.4. ESTRUCTURA Los variadores de velocidad electrónicos se componen de dos módulos generalmente montados en una misma envolvente (figura 10): un módulo de control que controla el funcionamiento del aparato y un módulo de potencia que alimenta el motor con energía eléctrica.

EL MÓDULO DE CONTROL En los arrancadores y variadores modernos, todas las funciones se controlan mediante un microprocesador que gestiona la configuración, las órdenes transmitidas por un operador o por una unidad de proceso y los datos proporcionados por las medidas como la velocidad, la corriente, etcétera. Las capacidades de cálculo de los microprocesadores, así como de los circuitos dedicados (ASIC) han permitido diseñar algoritmos de mando con excelentes prestaciones y. en particular, el reconocimiento de los parámetros de la máquina arrastrada. A partir de estas informaciones, el microprocesador gestiona las rampas de aceleración y deceleración, el control de la velocidad y la limitación de corriente, generando las señales de control de los componentes de potencia. Las protecciones y la seguridad son procesadas por circuitos especializados (ASIC) o están integradas en los módulos de potencia (IPM). Los límites de velocidad, las rampas, los límites de corriente y otros datos de configuración, se definen usando un teclado integrado o mediante PLC (sobre buses de campo) o mediante PC. Del mismo modo, los diferentes comandos (marcha, parada, frenado...) pueden proporcionarse desde interfaces de diálogo hombre/máquina, utilizando autómatas programables o PC. Los parámetros de funcionamiento y las informaciones de alarma, y los defectos pueden verse mediante displays, diodos LED, visualizadores de segmentos o de cristal líquido o pueden enviarse hacia la supervisión mediante un bus de terreno. Los relés, frecuentemente programables, proporcionan información de: fallos (de red, térmicos, de producto, de secuencia, de sobrecarga), vigilancia (umbral de velocidad, prealarma, final de arranque). Las tensiones necesarias para el conjunto de circuitos de medida y de control son proporcionadas por una alimentación integrada en el variador y separadas galvánicamente de la red.

EL MÓDULO DE POTENCIA El módulo de potencia está principalmente constituido por: componentes de potencia (diodos, tiristores, IGBT...), interfaces de medida de las tensiones y/o corrientes, frecuentemente de un sistema de ventilación. [email protected]

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1.9.5. CONVERTIDOR DE FRECUENCIA PARA MOTORES ASINCRÓNICOS El convertidor de frecuencia, alimentado a tensión y frecuencia fijas por la red, suministra al motor, en función de las exigencias de velocidad, alimentación en corriente alterna a tensión y frecuencia variables. Para alimentar correctamente un motor asíncrono a par constante, sea cual sea la velocidad, es necesario mantener el flujo constante. Por tanto, necesita que la tensión y la frecuencia varíen simultáneamente y en las mismas proporciones.

CONSTITUCIÓN El circuito de potencia está constituido por un rectificador y un ondulador, que a partir de la tensión rectificada, produce una tensión de amplitud y frecuencia variables (figura 8). Para respetar la directiva CE y las normas asociadas, se coloca un filtro «de red» aguas arriba del puente rectificador. El rectificador consta generalmente de un puente rectificador de diodos y de un circuito de filtro constituido por uno o varios condensadores en función de la potencia. Al conectar el variador, un circuito limitador controla la intensidad. Ciertos convertidores utilizan un puente de tiristores para limitar la corriente de carga de los condensadores de filtro, que se cargan con una tensión de un valor sensiblemente igual al valor de pico de la sinusoide de red (alrededor de 560 V en una red trifásica de 400 V). Nota: A pesar de la existencia de circuitos de descarga, estos condensadores pueden conservar una tensión peligrosa en ausencia de la tensión de red. Una actuación en el interior de este tipo de dispositivos debe ser siempre efectuada por personas formadas y que conozcan perfectamente las precauciones de seguridad indispensables a tener en cuenta (circuito de descarga adicional o conocimiento del tiempo de espera). El puente ondulador, conectado a estos condensadores, utiliza 6 semiconductores de potencia, normalmente del tipo IGBT y diodos asociados en «freewheel». Este tipo de variador está destinado a la alimentación de los motores asíncronos de jaula. Así, el Altivar, de la Marca Telemecanique, permite crear una mini-red eléctrica a tensión y frecuencia variables capaz de alimentar uno o varios motores en paralelo. Se compone de: un rectificador con condensadores de filtro, un ondulador con 6 IGBT y 6 diodos, un chopper o troceador que está conectado a una resistencia de frenado (en general exterior al equipo), los circuitos de mando de los transistores IGBT, una unidad de control gobernada por un microprocesador, que asegura el mando [email protected]

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del ondulador, captadores internos para medir la corriente del motor, la tensión continua en bornes de los condensadores y, en ciertos casos, las tensiones presentes en el puente rectificador y en el motor, así como todas las magnitudes necesarias para el control y la protección del conjunto motor-variador, una alimentación para los circuitos electrónicos de baja intensidad. Esta alimentación se efectúa mediante una fuente conmutada (switching) conectada en los bornes de los condensadores de filtro para aprovechar esta reserva de energía. Esta disposición permite al Altivar superar las fluctuaciones de la red y los cortes de tensión de corta duración, lo que le confiere notables prestaciones en presencia de redes muy perturbadas.

VARIACIÓN DE VELOCIDAD La generación de la tensión de salida se obtiene por corte de la tensión rectificada por medio de impulsos cuya duración, por tanto anchura, se modula de manera que la corriente alterna resultante sea lo más sinusoidal posible (figura 11). Esta técnica, conocida bajo el nombre de PWM (Pulse Width Modulation = Modulación de Ancho de Impulso), condiciona la rotación regular a baja velocidad y limita los calentamientos. La frecuencia de modulación que se aplica es un compromiso: debe de ser suficientemente elevada para reducir el rizado de corriente y el ruido acústico en el motor, pero sin que aumenten sensiblemente las pérdidas en el puente ondulador y en los semiconductores. La aceleración y la deceleración se regulan mediante dos rampas.

PROTECCIONES INTEGRADAS El variador se auto protege y protege al motor contra calentamientos excesivos desconectándose hasta que se alcanza una temperatura aceptable. Se desconecta también con cualquier perturbación o anomalía que pueda alterar el funcionamiento del conjunto, como las sobretensiones o la sub tensión, el fallo de una fase de entrada o de salida. En ciertos calibres de rectificadores, el ondulador de troceado, el mando y las protecciones contra los cortocircuitos están integrados en un único módulo IPM (Intelligent Power Module).

FUNCIONAMIENTO EN U/F En este tipo de funcionamiento, la referencia «velocidad» impone una frecuencia al ondulador, y por tanto al motor, que es la que determina la velocidad de rotación. La tensión de alimentación está en razón directa con la frecuencia (figura 12). Este funcionamiento se denomina frecuentemente funcionamiento con U/f constante o funcionamiento escalar. Si no se efectúa ninguna compensación, la velocidad real varía con la carga, lo que limita el margen de funcionamiento. Se puede utilizar una compensación sencilla que tenga en cuenta la impedancia interna del motor y limite la pérdida de velocidad en carga.

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CONTROL VECTORIAL Mediante diversos sistemas electrónicos, utilizando el denominado control vectorial de flujo, se mejoran mucho las prestaciones, (figura 13). La mayor parte de los variadores de velocidad modernos tienen integrada esta función en la versión estándar. En la mayor parte de aplicaciones, el conocimiento o valoración de los parámetros de la máquina permite omitir el captador de velocidad. En este caso, se puede utilizar un motor estándar con la única condición de evitar su funcionamiento prolongado a baja velocidad. El variador elabora las informaciones necesarias a partir de las medidas de las magnitudes presentes en los bornes de la máquina (tensión y corriente). Este modo de control proporciona prestaciones suficientes sin aumento del costo. Para obtener estos resultados, deben de conocerse ciertos parámetros de la máquina. Al conectar, el operador de la máquina debe, ante todo, introducir las características de la placa del motor en los parámetros de reglaje del variador, tales como: UNS: tensión nominal del motor, FRS: frecuencia nominal del estator, NCR: corriente nominal del estator, NSP: velocidad nominal, COS: coseno motor. A partir de estos valores, el variador calcula las características del rotor: Lm, Tr (Lm: inductancia magnética, Tr: momento del par).

VARIADOR CON CONTROL VECTORIAL DE FLUJO SIN CAPTADOR Al conectarlo, un variador con control vectorial de flujo sin captador (tipo ATV58F) se autoajusta, lo que le permite determinar los parámetros estatóricos Rs y Lf. Esta medida puede hacerse con la carga mecánica acoplada. La duración varía en función de la potencia del motor (1 a 10 s). Estos valores se memorizan y permiten elaborar los criterios de mando. El oscilograma de la figura 14 representa la aceleración de un motor, cargado a su par nominal, alimentado por un variador sin captador. Hay que indicar que se alcanza rápi-

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damente, tanto el par nominal (menos de 0,2 s) como la linealidad de la aceleración. La velocidad nominal se alcanza en 0,8 segundos.

VARIADOR

CON CONTROL VECTORIAL DE FLUJO CON LAZO CERRADO

CON CAPTADOR

Otra posibilidad es el control vectorial de flujo con lazo cerrado con captador. Esta aplicación permite el control independiente de la corriente (Id) asegurando el flujo en la máquina y la corriente (Iq) asegurando el par. Esta solución (figura 15) responde a aplicaciones con especiales exigencias como, gran dinámica durante los transitorios, precisión de velocidad y par nominal en el arranque. Según el tipo de motor, el par nominal transitorio es igual a 2 ó 3 veces el par nominal. Además, la velocidad máxima llega a alcanzar frecuentemente el doble de la velocidad nominal, o incluso más si el motor lo permite mecánicamente. En contrapartida, el motor utilizado no es de construcción estándar debido a la existencia del captador y, si se da el caso, la existencia especial de la ventilación forzada.

El oscilograma de la Figura 16 representa la aceleración de un motor, cargado con su par nominal, mediante un variador con control vectorial de flujo y con captador. La escala de tiempos es de 0,1 s/división. Es [email protected]

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tante la mejora de prestaciones respecto al mismo producto sin captador. El par nominal se consigue en 80 ms y el tiempo de aumento de la velocidad, en las mimas condiciones de carga, es de 0,5 segundos. En conclusión, la tabla de la figura 20 compara las prestaciones de un variador en las tres configuraciones posibles.

INVERSIÓN DEL SENTIDO DE MARCHA Y FRENADO Para cambiar el sentido de marcha, una orden externa (que puede proceder de una entrada dedicada a este fin, o de una señal que circule por el bus de comunicaciones) provoca la inversión en el orden de funcionamiento de los componentes del ordenador, y por tanto, el cambio del sentido de rotación del motor. Hay varias posibilidades de funcionamiento: 1er caso: inversión inmediata de mando de los semiconductores. Si, en el momento de invertir el sentido de giro, el motor está siempre en rotación, esto se traducirá en un deslizamiento importante y la corriente en el variador pasará a ser la máxima corriente posible (limitación interna). El par de frenado es bajo debido al gran deslizamiento y la regulación interna lleva la consigna de velocidad a un valor bajo. Cuando el motor alcanza la velocidad nula, la velocidad se invierte siguiendo la rampa. El excedente de energía no absorbido por el par resistente y los rozamientos se disipan en el rotor. 2º caso: inversión del sentido de mando de los semiconductores precedido de una deceleración con o sin rampa. Si el par resistente de la máquina es tal que la deceleración natural es más rápida que la de la rampa fijada por el variador, éste continúa proporcionando energía al motor. La velocidad disminuye progresivamente y se invierte. Por el contrario, si el par resistente de la máquina es tal que la deceleración natural es menor que la de la rampa fijada por el variador, el motor se comporta como un generador hipersíncrono y devuelve energía al variador; pero la presencia del puente de diodos impide el reenvío de energía hacia la red: los condensadores de filtro se cargan, la tensión aumenta y el variador se bloquea. Para evitar esto, hay que disponer de una resistencia, conectada a los bornes de los condensadores para, mediante un chopper, limitar la tensión a un valor aceptable. El par de frenado sólo queda limitado por los condensadores del variador de velocidad: la velocidad disminuye progresivamente y se invierte. Para este cometido, el fabricante del variador proporciona resistencias de frenado dimensionadas en función de la potencia del motor y de las energías a disipar. Puesto que, en la mayor parte de casos, el chopper se encuentra incluido en la configuración de origen del variador, un variador capaz de asegurar un frenado controlado sólo se distingue por la existencia de resistencias. Por tanto, este modo de frenado permite ralentizar un motor hasta su parada sin invertir necesariamente su sentido de rotación.

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FRENADO DE RALENTIZACIÓN POR INYECCIÓN DE CORRIENTE CONTINUA Puede hacerse fácilmente un frenado económico haciendo funcionar la etapa de salida del variador como chopper que inyecta una corriente continua en los arrollamientos. El par de frenado no está controlado y el frenado es poco eficaz, sobre todo a grandes velocidades, y por tanto, la rampa de deceleración tampoco está controlada. Sin embargo, es una solución práctica para disminuir el tiempo de parada natural de una máquina. Puesto que la energía se disipa en el rotor, este modo de funcionamiento debe ser ocasional. Posibles modos de funcionamiento Funcionamiento a «par constante»: Como la tensión suministrada por el variador puede cambiar, y en la medida en que el flujo de la máquina es constante, (razón U/f constante o, mejor todavía, con el control vectorial de flujo), el par motor será aproximadamente proporcional a la corriente y será posible hacer funcionar la máquina en toda su gama de velocidades (figura 18). Sin embargo, no es posible el funcionamiento prolongado a par nominal y a baja velocidad más que si el motor tiene ventilación forzada, lo que requiere un motor especial. Los variadores modernos disponen de circuitos de protección que proporcionan una imagen térmica del motor en función de la corriente, de los ciclos de funcionamiento y de la velocidad de rotación: por tanto, la protección del motor queda completamente asegurada. Funcionamiento a «potencia constante»: Cuando la máquina se alimenta a su tensión nominal, es posible todavía aumentar su velocidad, alimentándola con una frecuencia superior a la de la red de distribución. Sin embargo, puesto que la tensión de salida del convertidor no puede sobrepasar la de la red, el par disponible disminuye en función inversa al aumento de la velocidad (figura 18). Más allá de su velocidad nominal, el motor ya no funciona a par constante, sino a potencia constante (P = Cw), en tanto que la característica natural del motor lo permita. La velocidad máxima está limitada por dos parámetros: el límite mecánico que depende del rotor y la reserva de par disponible. Para una máquina asíncrona alimentada a tensión constante, el par máximo varía con el cuadrado de la velocidad; el funcionamiento a «potencia constante» sólo es posible en un margen limitado de velocidad determinado por la característica del par propio de la máquina.

1.9.6. REGULADOR DE TENSIÓN PARA MOTORES ASINCRÓNICOS Este dispositivo de variación de tensión, utilizado para alumbrado y calefacción, sólo puede utilizarse con motores asíncronos de caja resistente o de anillos (figura 19). Estos motores asíncronos son la mayor parte de veces trifásicos, y sólo ocasionalmente monofásicos para pequeñas potencias (hasta alrededor de 3 kW). Si no es imprescindible un par de arranque elevado, el regulador se utiliza frecuentemente como arrancador ralentizador progresivo; además, permite limitar la corriente de conexión, y por tanto la caída de tensión y las sacudidas mecánicas debidas a la aparición brusca del par motor. Entre las aplicaciones más frecuentes pueden citarse el arranque de bombas centrífugas y los ventiladores, las cintas transportadoras, las escaleras automáticas, los centros de lavado automático de coches, las máquinas equipadas con correas y como variación de velocidad, en los motores de muy baja potencia o en los motores universales, como en los utilizados en las herramientas eléctricas portátiles. Pero para ciertas aplicaciones, como la variación de velocidad de pequeños ventiladores, los reguladores han desaparecido casi completamente para dejar paso a los convertidores de frecuencia, más económicos y en fase de explotación. En el caso de las bombas, la función de ralentización permite también eliminar los golpes de ariete. [email protected]

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Pero, la elección de este dispositivo de variación de velocidad requiere ciertas precauciones. En efecto, cuando hay deslizamiento, las pérdidas en el motor son proporcionales al par resistente e inversamente proporcionales a la velocidad; ahora bien, el principio de funcionamiento de un regulador consiste en reducir el par motor reduciendo la tensión, para equilibrar el par resistente con la velocidad deseada. El motor de jaula resistente (figura 19b) debe por tanto ser capaz, a baja velocidad, de disipar estas pérdidas (los pequeños motores de hasta 3 kW responden generalmente bien en estas condiciones). Para mayores potencias, hay que utilizar normalmente un motor moto-ventilador. Para los motores de jaula, las resistencias asociadas deben estar dimensionadas adecuadamente para soportar los ciclos de funcionamiento. La decisión la debe tomar un especialista que seleccionará el motor en función de sus ciclos de funcionamiento. En el mercado se pueden encontrar tres tipos de arrancadores: o con una sola fase controlada para pequeñas potencias, o con dos fases controladas (la tercera queda en conexión directa). Los dos primeros sistemas sólo se utilizan en ciclos de funcionamiento poco severos debido a que su tasa de armónicos es mayor.

PRINCIPIO GENERAL El circuito de potencia consta de 2 tiristores por fase montados en oposición (figura 9). La variación de tensión se consigue haciendo variar el tiempo de conducción de estos tiristores a lo largo de cada semiperíodo. Cuanto más se retrasa el disparo, menor es el valor de la tensión resultante. El disparo de los tiristores se controla mediante un microprocesador que efectúa además las siguientes funciones: controla las rampas de subida en tensión y de disminución de la tensión ajustables; la rampa de deceleración sólo podrá seguirse si el tiempo de deceleración natural del sistema arrastrado es mayor; limitación de corriente graduable; sobre par de arranque; control de frenado por inyección de corriente continua, protección de los variadores contra las sobrecargas, protección del motor contra el sobrecalentamiento, debido a sobrecargas o a arranques demasiado frecuentes, detección de desequilibrios de red, de ausencia de fase o de defectos en los tiristores. El cuadro de mando tiene un display que permite visualizar diversos parámetros de funcionamiento para ayudar en la instalación, explotación y mantenimiento. Ciertos reguladores, como el Altistart pueden controlar el arranque y la desaceleración: de un solo motor, de varios motores simultáneamente, dentro del [email protected]

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límite de su calibre, de varios motores sucesivamente por conmutación. En régimen permanente, cada motor se alimenta directamente de la red mediante un contactor. Sólo el Altistart dispone de un dispositivo, patentado, que mediante una estimación del par motor, permite efectuar aceleraciones y desaceleraciones lineales, y si es necesario, limitar el par motor.

INVERSIÓN DEL SENTIDO DE GIRO Y FRENADO La inversión del sentido de giro se efectúa por inversión de la secuencia de fases de entrada del arrancador. El frenado se efectúa entonces a contracorriente y toda la energía se disipa en el rotor de la máquina. Por tanto, esta forma de funcionamiento debe ser intermitente.

FRENADO DE RALENTIZACIÓN POR INYECCIÓN DE CORRIENTE CONTINUA Puede efectuarse un frenado económico haciendo funcionar la etapa de salida del arrancador como rectificador que inyecta de esta manera una corriente continua en los arrollamientos. El par de frenado no está controlado y el frenado es poco eficaz, sobre todo a grandes velocidades, y por tanto, la rampa de deceleración tampoco está controlada. Sin embargo, es una solución práctica para disminuir el tiempo de parada natural de una máquina. Puesto que la energía se disipa en el rotor, este modo de funcionamiento debe ser ocasional.

1.9.7. OPCIONES DE DIALOGO Para poder asegurar un funcionamiento correcto del motor, los variadores tienen integrado un cierto número de captadores para supervisión de la tensión, de las corrientes «motor» y de su estado térmico. Estas informaciones, indispensables para el variador, pueden ser útiles para el usuario. Los nuevos variadores y arrancadores tienen integradas funciones de diálogo que utilizan buses de terreno. Además, es posible generar informaciones que pueden ser utilizadas por un autómata y un supervisor para controlar la máquina. De la misma manera, las informaciones que envía el autómata retornan por el mismo canal. De entre estos datos, se pueden citar: 1. las consignas de velocidad, 2. las órdenes de marcha y de paro, 3. los ajustes iniciales del variador o las modificaciones de estos ajustes durante la operación, 4. el estado del variador (marcha, parado, sobrecarga, defecto), 5. las alarmas, 6. el estado del motor (velocidad, par, intensidad, temperatura). Estas opciones de comunicación se utilizan también para enlazar con un PC para poder simplificar los ajustes de puesta en servicio (telemando) y almacenar los ajustes iniciales.

LAS

FUNCIONES INTEGRADAS

Para abarcar eficazmente un gran número de aplicaciones, los variadores tienen una cantidad importante de ajustes y reglajes, como: 1. el tiempo de las rampas de aceleración y deceleración, 2. la forma de las rampas (lineales, en S o en U), 3. los cambios de rampas que permiten obtener varias rampas de aceleración o de desaceleración para conseguir, por ejemplo, una aproximación muy suave, 4. la reducción del par máximo controlado por una entrada lógica o por una consigna, [email protected]

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5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 15.

la marcha paso a paso, la gestión del mando de un freno para aplicaciones de elevación, la elección de velocidades preseleccionadas, la existencia de entradas sumadoras que permiten sumar consignas de velocidad, la conmutación de referencias presentes en la entrada del variador, la presencia de un regulador PI para servo control simple (de velocidad o de caudal, por ejemplo), la parada automática al producirse un corte de red, pero efectuando el frenado del motor, la recuperación automática con búsqueda de la velocidad del motor para un rearranque al vuelo, la protección térmica del motor a partir de una imagen generada en el variador, la posibilidad de conexión de sondas PTC integradas en el motor, la omisión de la frecuencia de resonancia de la máquina (la velocidad crítica se obvia para que resulte imposible su utilización), 16. el bloqueo temporizado a baja velocidad en aplicaciones como bombeado en las que el fluido participa en su refrigeración para evitar el agarrotamiento. Estas funciones, aunque propias de variadores sofisticados, se encuentran con frecuencia en las versiones estándar.

TARJETAS OPCIONALES Para las aplicaciones más complejas, los fabricantes ofrecen tarjetas opcionales que permiten o funciones particulares, por ejemplo, el control vectorial de flujo con captador, o tarjetas específicas para una aplicación concreta. Entre ellas, por ejemplo: 1. tarjetas de «conmutación de bombas» para instalar económicamente una estación de bombeo que, con un único variador alimente sucesivamente varios motores. 2. tarjetas «multi-motores», 3. tarjetas «multi-parámetros» que permiten cambiar automáticamente los parámetros predefinidos del variador, 4. tarjetas específicas desarrolladas bajo demanda de un usuario particular. Ciertos fabricantes disponen también de tarjetas-autómata, integradas en el variador que facilitan aplicaciones simples. Entonces, el operador dispone de instrucciones de programación de entradas y salidas para la realización de pequeños automatismos pequeños, cuando no se justifica la existencia de un autómata.

RECOMENDACIONES La elección de un variador de velocidad depende especialmente de la naturaleza de la carga arrastrada y de las prestaciones previstas. Por tanto, cualquier elección o estudio deben de pasar por un análisis de las exigencias funcionales de los equipos y de las prestaciones exigidas por el motor en sí mismo. La documentación de los fabricantes de variadores de velocidad utiliza siempre términos como par constante, par variable, potencia constante, control vectorial de flujo, variador reversible. Estos conceptos caracterizan todos los datos necesarios para deducir el tipo de variador el más adaptado a cada necesidad. Una elección incorrecta del variador puede llevar a un funcionamiento decepcionante. Asimismo, hay que tener en cuenta la gama de velocidades necesaria para escoger convenientemente el conjunto variadormotor.

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CUADRO DE APLICACIÓN

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1.10. MARCO TEÓRICO DEL MAT Generalmente la máquina asíncrona suele funcionar como motor. El devanado del estator está constituido por tres arrollamientos desfasados 120° en el espacio y de 2p polos; al introducir por ellos corrientes de una red trifásica de frecuencia j., se produce una onda rotativa de f.m.m. distribuida sinusoidalmente por la periferia del entrehierro, que produce un flujo giratorio cuya velocidad de sincronismo viene expresada por:

Este flujo giratorio inducirá fuerzas electromotrices en los conductores del rotor, y si está su circuito eléctrico cerrado, aparecerán corrientes que reaccionarán con el flujo del estator. En la Figura 8a se muestra en un determinado instante el sentido de la inducción B en el entre hierro producida por el devanado del estator cuya distribución es senoidal, lo que se representa por medio de una diferencia en la concentración de líneas de B. De acuerdo con la ley de Faraday, la f.e.m. inducida en un conductor de longitud L que se mueve a la velocidad v dentro de un campo B tiene un valor:

Para determinar su sentido debe considerarse que el rotor gira en sentido contrario al campo para tener en cuenta el movimiento relativo mutuo entre ambos sistemas; en la Figura 9 se ha señalado, de este modo, el sentido saliente de las corrientes en los conductores del rotor. Al circular corriente por los conductores del rotor, aparecerá en los mismos una fuerza cuyo sentido se obtiene aplicando la ley vectorial de Laplace: En la Figura 8 se muestra el sentido de la fuerza obtenida mediante la aplicación de la ecuación anterior. La fuerza se produce como consecuencia de una deformación del campo inductor debido a la corriente que circula por el conductor del rotor. Si se tiene en cuenta este resultado y se lleva a la Figura 9, se deduce que el sentido de la fuerza es el de seguir al campo magnético giratorio del estator. Multiplicando la fuerza anterior por el radio del rotor e integrando esta acción sobre el número total de conductores del rotor se obtendrá el par total de la máquina, que tenderá a mover el rotor siguiendo al campo giratorio del estator. El razonamiento anterior, aunque da los resultados correctos, no es del todo cierto, debido a que en la realidad, y como muestra la Figura 10a, los conductores del rotor están situados dentro de unas ranuras, de [email protected]

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tal forma que el campo B no atraviesa al conductor y en consecuencia, de acuerdo con la expresión [3] la fuerza resultante es nula. La explicación de esta paradoja debe buscarse en la deformación de las líneas de B al circular corriente por los conductores. En la Figura 10a se muestra el reparto de la inducción en la ranura y el diente cuando la intensidad en el conductor es cero; se observa que debido a la menor reluctancia de los dientes, las líneas de B tienden a concentrarse en ellos sin atravesar apenas al conductor. En la Figura 10b se muestra la forma de las líneas de inducción producidas únicamente por el conductor llevando co-

rriente. En la Figura 10c se representa la resultante de ambos campos; se observa que la deformación de las líneas de inducción es similar a la que se obtenía para el caso de un conductor aislado (Fig. 8), apareciendo una fuerza resultante en el sentido indicado, pero con la diferencia fundamental de que esta fuerza actúa realmente en los dientes y no en los conductores, lo que constituye un hecho afortunado, ya que si la fuerza actuara sobre los conductores comprimiría los aislamientos de éstos sobre los dientes, lo que sería perjudicial para la vida de los aislantes. El momento total de estas fuerzas origina el par de rotación de la máquina, que obliga a girar al rotor siguiendo el movimiento del campo giratorio, de tal forma que cuanto más se aproxima a la velocidad ni del campo, tanto menor resulta la f.e.m. inducida en los conductores del rotor y en consecuencia, resultan también reducidas las corrientes en el mismo, provocando esto una disminución del par interno o par electromagnético del motor. Si como caso límite el rotor girase a la velocidad de sincronismo ns no habría entonces movimiento del campo giratorio respecto del rotor, desapareciendo con ello la f.e.m. inducida y como consecuencia de esto se anularía la corriente y el par. De este modo la velocidad de sincronismo ni constituye el límite teórico al que puede girar el rotor. El motor debe girar a una velocidad inferior a la de sincronismo (n < ns) es decir su velocidad de régimen es asíncrona. La diferencia entre la velocidad de sincronismo (ns) y la del rotor (n) es el deslizamiento (s) y se expresa:

El valor de s está comprendido entre el 3 y el 8 por 100 a plena carga. Al aumentar la carga mecánica del motor, el par resistente se hace mayor que el par interno y el deslizamiento aumenta; esto provoca un aumento en las corrientes del rotor, gracias a lo cual aumenta el par motor y se establece el equilibrio dinámico de los momentos resistente y motor. Para medir la velocidad de giro de un motor asíncrono se utilizan tacómetros de tipo mecánico o en la actualidad de tipo óptico; sin embargo, esta medida no es lo suficientemente precisa para la determinación del deslizamiento, ya que al ser la diferencia ns— n muy pequeña cualquier error de lectura tiene como consecuencia un error importante en el deslizamiento. Es por este motivo que en los ensayos de laboratorio se mide la velocidad del rotor por métodos estroboscópicos o modernamente con encóders acoplados al eje del motor.

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FRECUENCIA ROTÓRICA La frecuencia rotórica está relacionada con la estatórica a través del deslizamiento. Considerando que habrá que tener en cuenta la diferencia de velocidades entre el campo giratorio y la velocidad del rotor, se tendrá: Siendo ∆f la frecuencia que dependerá de la velocidad rotórica Considerando las expresiones [4] y [1]:

Luego:

En el caso de que el rotor esté parado, se cumple n = 0, es decir, s = 1, lo que indica que en estas circunstancias las frecuencias del estator y del rotor coinciden, esto es:

FUERZA ELECTROMOTRIZ INDUCIDA En los devanados del motor se inducen fuerzas electromotrices debido a las variaciones del flujo enlazado por los arrollamientos como resultado de:  Variación de la magnitud del flujo en el tiempo generando una f.e.m pulsante o de acción transformadora (ep)  El movimiento del circuito inducido (rotor), resultando una f.e.m de rotación (e r)  La combinación de los dos casos anteriores. El cálculo de f.e.m se realiza aplicando en cada caso la ley de Faraday. En la figura 11 se indica un prototipo de motor constituido por un devanado inductor 1 (estator) y un arrollamiento inducido 2 (rotor). El rotor gira a una velocidad ωm (rad/seg). Considerando las hipótesis:  El flujo inductor φ1 varía sinusoidalmente con el tiempo y que por el estator circula una corriente alterna de frecuencia f1 de pulsación ω1.  El flujo inductor se distribuye sinusoidalmente por la periferia del entrehierro.  El eje del devanado del rotor tiene una posición respecto del eje de flujo del estator definido por la expresión α= ωm. t, es decir, en t=0 se tiene α=0, siendo α el número de grados geométricos.  El bobinado del inducido está en circuito abierto para considerar únicamente el efecto de generación de f.e.m. La frecuencia de la señal obtenida será f2 que corresponde a una pulsación ω2. De acuerdo a estas hipótesis y teniendo en cuenta que la onda que fuerza magnetomotriz producida en un devanado sometido a una corriente alterna es sinusoidal, suponiendo además que la reluctancia en el cir-

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cuito magnético es constante, aplicando la ley de Hopkinson, se obtendrá en una expresión para el flujo distribuido en el entrehierro similar a la f.m.m., es decir: Donde φm expresa el valor máximo de flujo. En consecuencia la f.e.m. inducida será:

El primer término del segundo miembro corresponde a la f.e.m. debida a la pulsación de flujo, mientras el segundo término corresponde a la f.e.m. debido a la rotación del inducido. Teniendo en cuenta que ω2 = ω1± p ωm, la f.e.m. inducida en el rotor contiene pulsaciones de valor ω2 y considerando que: Resulta: Ecuación que relaciona las frecuencias de los circuitos inductor e inducido con la velocidad del rotor y el número de polos. De la expresión de la fuerza electromotriz inducida, se pueden deducir dos casos:  Inducido fijo, flujo variable (transformadores)  Inducido móvil, flujo constante (maquinas rotativas) Inducido móvil, flujo variable: en este caso ω1=0, que indica que el devanado inductor (estator) está alimentado por una corriente alterna, entonces la f.e.m resultante debida al movimiento del inducido será: Y teniendo en cuenta que: α = ωm t Que expresa una f.e.m. de valor eficaz:

Cuya pulsación es: Las máquinas que responden a estas consideraciones son llamadas sincrónicas. En la ecuación de E2, si se tiene en cuenta que:

Resulta

En realidad estas expresiones de E2, se tienen que afectar por factores constructivos que tienen en cuenta la forma real del flujo y la distribución del devanado. Factor de forma: Factor que tiene en cuenta que el flujo magnético inductor en el entrehierro de una máquina rotativa no tiene una distribución sinusoidal. Considerando una máquina simplificada como la de la Figura 10 y suponiendo que se aplica un flujo inductor sinusoidal constante de valor máximo Φm, aparecerá una f.e.m. cuyo valor medio será:

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Donde T indica el tiempo de un ciclo magnético completo. En una máquina de 2 polos (2p=2) T coincide con una revolución completa del rotor. La f.e.m. media no tiene en cuenta la forma del flujo inductor, para ello se define un factor de forma (Kf) que relaciona la E (Eficaz) con la Em.

De esta manera, teniendo en cuenta Kf, la f.e.m. eficaz es: En el caso ideal de un reparto sinusoidal de flujo por el entrehierro, se cumplirá:

En la construcción de generadores de polos salientes se consigue una distribución sinusoidal aumentando la curvatura de los polos frente a la superficie del estator, cuando se trata de generadores con inductores cilíndricos se emplean técnicas de distribución del devanado. Factor de distribución: En la práctica los arrollamientos están distribuidos en ranuras a lo largo de la periferia del rotor y el estator, por lo que las f.e.m.s. del bobinado están desfasadas y su suma es vectorial. Si denominamos q al número de ranuras por polo y fase, m al número de fases y 2p al número de polos, el número de ranuras designado por K, será: Y el ángulo geométrico entre dos ranuras es: Que corresponde a un ángulo eléctrico pγ. Para calcular la f.e.m. debida a las tres bobinas, donde cada bobina tiene N espiras (Figura 12), se tendrá en cuenta que la f.e.m. de cada bobina es igual pero estarán desfasadas en el tiempo y en el espacio, resultando el diagrama fasorial de la Figura 13, donde el número de bobinas es en general q y las f.e.m.s. parciales están representadas por vectores iguales: Ebob= |AB|=|BC|=|CD| Los extremos de los vectores de las f.e.m.s. se encuentran sobre una circunferencia de radio genérico R. La f.e.m resultante Ef debida a todo el devanado es el vector AD y su magnitud es: Si se considera que el devanado es concentrado, la f.e.m. teórica es: El factor de distribución se define como el cociente dela f.e.m. geométrica Ef y la teórica Et y se designa con Kd: [email protected]

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En consecuencia, la f.e.m. producida por un devanado distribuido se podrá calcular como si estuviera concentrado y el resultado habrá que multiplicarlo por Kd para obtener la f.e.m. real. Si el número de ranuras es muy elevado puede considerarse que forman un arco continuo; si se denomina γt=qγ al ángulo geométrico total abarcado por todo el bobinado, se obtendrá:

También Kd en este caso, puede obtenerse como cociente de la cuerda al arco que subtiende (devanado uniformemente distribuido). Para una máquina trifásica se cumple: En consecuencia, el coeficiente de distribución será:

Factor de paso o acortamiento: los devanados reales tienen un paso acortado en vez de un paso diametral, de esta forma se eliminan armónicas perjudiciales. A una bobina de paso diametral le corresponde una anchura de 180° eléctricos, lo que quiere decir que si una rama está situada frente a un polo norte (Rama A, Figura 14a), la otra parte de la bobina queda enfrentada a un polo sur. En la Figura 14a, si una rama de la bobina está situada en A y la otra en A’ se ha acortado el paso en un ángulo eléctrico pα. Si se denomina Er la f.e.m. de cada rama, la f.e.m. real de la bobina vendrá expresada por la suma vectorial indicada en la Figura 14b, cuyo valor es:

Si las f.e.m.s. llegan a sumarse aritméticamente, que es lo que sucede en las bobinas de paso diametral, se obtendrá una f.e.m. teórica Et dada por: El factor de paso o acortamiento se define por el cociente:

F.e.m. y factores Kf, Kd, Ka: teniendo en cuenta los factores de forma, de distribución y paso, la f.e.m. de un devanado en su forma más general posible será: Y en el caso particular de distribución sinusoidal del flujo inductor en el entrehierro, donde K f = 1,11, la f.e.m. resulta: [email protected]

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Las expresiones del factor de distribución y del factor de paso pueden utilizarse para calcular las f.e.m.s. debidas a las armónicas de f.m.m. De tal forma si denominamos h al orden de una armónica, los factores Kd y Ka, quedan expresados por:

Para un armónico de orden h, el ángulo es h veces mayor. Esta afirmación se comprende observando la Figura 15. Allí se advierte que mientras la onda fundamental cubre un ciclo de 360° eléctricos, en el mismo espacio la tercera armónica da tres ciclos exactos. O de otro modo, un ángulo eléctrico de 360° para la onda fundamental como un ángulo de 3x360°=1080° para la tercera armónica y de 5x360°= 1800° para la quinta armónica. Se deduce que un ángulo de Θ° para la fundamental es interpretado como un ángulo h Θ° para las armónicas de orden h. [email protected]

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Ejemplo 1 Una máquina eléctrica tiene un devanado trifásico distribuido en 36 ranuras. Cada bobina está acortada un ángulo de 30° eléctricos y está formada por 40 espiras devanadas en una sola capa. La máquina tiene 4 polos y gira a una velocidad de 1500 rpm. El flujo por polo es de 0,2 Wb y está distribuido sinusoidalmente en el entrehierro (Factor de forma = 1,11). Calcular la f.e.m. inducida por fase. a) Espiras por fase:

b) Frecuencia

c)

Factor de distribución

El ángulo geométrico entre ranuras es: Y el número de ranuras por polo y por fase es: En consecuencia: d) Factor de paso

e)

F.e.m. por fase

INTRODUCCIÓN AL CIRCUITO EQUIVALENTE DEL MAT Denominando E2 al valor eficaz de la f.e.m. por fase del rotor, N2 al número de espiras por fase, φm al flujo máximo que lo atraviesa y K2= Kd2 Ka2, al coeficiente constructivo del devanado, se cumplirá:

Φ Y si de una forma similar, denominando E1 al valor eficaz de la f.e.m. inducida por fase en el estator:

Φ Donde N1 es el número de espiras por fase y K1 el factor de devanado correspondiente. Las expresiones (4.7) y (4.8) recuerdan las que se obtienen en un transformador donde el primario es el estator y el secundario es el rotor. La diferencia estriba en que en los motores aparecen unos coeficientes de devanado K1 y K2 que representan factores reductores (cuyos valores son menores, pero muy cercanos a la unidad) para tener en cuenta que las f.e.m.s. de las diversas espiras del devanado, al estar distribuido en ranuras por las periferias del estator y del rotor, llevan un desfase entre sí, lo que obliga a realizar una suma geométrica (fasorial) de las f.e.m.s. inducidas en las diferentes bobinas, cosa que no ocurre en el caso de los transformadores, donde las f.e.m.s. de todas las espiras van en fase, por tratarse de un devanado concentrado, y la f.e.m. total se obtiene evidentemente como suma aritmética de las f.e.m.s. individuales.

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Cuando el rotor gira a la velocidad n, en el sentido del campo giratorio, el deslizamiento ya no es la unidad y las frecuencias de las corrientes del rotor son iguales a f2. Denominando E2s a la nueva f.e.m. inducida en este devanado, se cumplirá:

Φ Comparando [7] y [9] se obtiene:

E2s = s E2

[10]

Expresión que relaciona las f.e.m.s. inducidas en el rotor, según se considere que está en movimiento, E2s, o parado, E2. La f.e.m. E2s producirá unas corrientes en el rotor de frecuencia f2, de tal forma que éstas a su vez crearán un campo giratorio, cuya velocidad respecto a su propio movimiento será:

Ya que el rotor está devanado con el mismo número de polos que el estator. Como la máquina gira a n r.p.m., la velocidad del campo giratorio del rotor respecto a un referencial en reposo será n2 + n. Si se tienen en cuenta las expresiones [1] y [5] resulta:

Al comparar con [12] con [11] se deduce: En consecuencia, la velocidad absoluta del campo del rotor será: Lo que indica que el campo del rotor gira en sincronismo con el campo del estator. Realmente, son las f.m.m.s. de ambos devanados las que interaccionan para producir el flujo resultante en el entrehierro. Debe hacerse notar que esta interacción sólo es posible si las f.m.m.s. están enclavadas sincrónicamente, es decir, si las ondas de f.m.m. de estator y rotor giran a la misma velocidad ns lo que requiere según [1], [11] y [14] que el número de polos con el que se confeccionan ambos arrollamientos sean iguales, lo que representa una exigencia constructiva de estas máquinas. No es necesario, sin embargo, que el número de fases del estator y del rotor deban ser iguales, ya que el campo giratorio dentro del cual se mueve el rotor es independiente del número de fases del estator. Los motores con rotor devanado o con anillos se construyen normalmente para tres fases, es decir, igual que las del estator; sin embargo, el motor en jaula de ardilla está formado por un gran número de barras puestas en cortocircuito, dando lugar a un devanado polifásico, en general de m 2 fases. Lo anterior se comprende si se considera, por ejemplo, un rotor trifásico de dos polos y 6 barras o conductores en total, se habrá formado un devanado trifásico en el que cada fase consiste en una sola espira (dos barras opuestas formarían la espira). Si considerando una máquina bipolar, el rotor tiene 10 barras, podemos decir que se ha logrado un devanado pentafásico con una espira por fase. En general se podrá decir que si el rotor tiene B barras y 2p polos, se tendrán m2 fases:

Donde cada fase está formada por una única espira. Debe destacarse que cuando el rotor es de jaula de ardilla, las leyes del bobinado del estator son las que determinan el número de polos del motor. En el rotor se obtienen corrientes por inducción, por lo que las diferencias de fase que aparecen entre las corrientes de las diversas barras del rotor coinciden con el ángulo eléctrico que forman las mismas. Así, si el rotor tiene 36 barras y el estator tiene 2 polos, se habrán formado 18 fases, pero la misma jaula de ardilla en el interior de un estator de 4 polos daría lugar a 9 fases, etc. En resumen, una jaula de ardilla es equivalente a un devanado rotórico de m2 fases de 1 espira/fase, donde m 2 viene expresado por la relación [15]. Cuando el rotor está bobinado (o con anillos) se dispone entonces de m2 fases (normalmente m2 = 3) con N2 espiras por fase. En ambas situaciones, el estator siempre está formado por m1 fases (generalmente m1 = 3) con N1 espiras por fase. [email protected]

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El sentido de transferencia de la energía en un motor asincrónico de estator a rotor por inducción electromagnética es similar al que se obtiene entre el primario y el secundario de un transformador, esto hace que la analogía se traslade no solamente a la simbología de las magnitudes implicadas sino incluso también a las propias denominaciones. De hecho, el circuito equivalente desarrollado para el transformador será la guía para deducir el circuito equivalente del MAT. Si se desea establecer las ecuaciones de comportamiento eléctrico del estator y del rotor, será preciso tener en cuenta que los arrollamientos tienen unas resistencias R 1 y R2 ohmios/fase y que además existen flujos de dispersión en los devanados del estator y rotor que dan lugar a las autoinducciones Ld1 y Ld2. En consecuencia, las reactancias de los arrollamientos en reposo, cuando la pulsación de la red es ω1 = 2πf1 serán: Sin embargo, al girar el rotor la frecuencia secundaria cambia al valor f 2 dando lugar a la reactancia X2s que en función de X2 es: En la Figura 16 se muestra un esquema simplificado por fase del motor en el que se muestran los parámetros anteriores. Se observa que el primario está alimentado por la red de tensión V1 y debe vencer las caídas de tensión en la impedancia de este devanado y el flujo común a estator y rotor induce en los arrollamientos f.e.m.s. E1 y E2s cuyas magnitudes se indican en las expresiones [8] y [9]. Es importante que examinando la Figura 16 se vea que las polaridades de las f.e.m.s. con la correspondencia de los terminales homólogos de estator y rotor, señalados con un punto, y también los sentidos de las corrientes primaria y secundaria, que se han asignado de un modo similar a un transformador, actuando la f.m.m. secundaria en contra (efecto desmagnetizante) respecto de la f.m.m. primaria (ya que la corriente I1, entra por punto y la corriente I2 sale por punto).

La impedancia del rotor está formada por la resistencia R2 y la reactancia X2s estando este devanado cerrado en cortocircuito. Las ecuaciones eléctricas correspondientes se obtendrán aplicando la segunda ley de Kirchhoff a las mallas de primario y secundario, resultando: Debe tenerse en cuenta además que las frecuencias de ambos circuitos son diferentes y de valores f 1 y f2, respectivamente.

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1.10.1. CIRCUITO EQUIVALENTE DEL MAT El circuito equivalente de un motor asíncrono tiene como objetivo, al igual que en el caso de transformadores, el obtener una red que explique el comportamiento de la máquina, pero en la que no aparezca la acción transformadora entre los circuitos de primario y secundario, lo cual trae consigo el reducir las magnitudes de un devanado al otro, generalmente del rotor al estator. En el transformador la operación se hacía directamente debido a que las frecuencias de los arrollamientos eran idénticas, pero en el motor aparentemente se tiene una dificultad, ya que las frecuencias de las corrientes del estator y del rotor son diferentes, como se observa en la Figura 16. En este circuito, la corriente que circula por el rotor, de acuerdo con la segunda ecuación [18], será:

Que teniendo en cuenta las igualdades [10] y [17] se convierte en:

En la ecuación [19] los parámetros de f.e.m. (E2s) y reactancia (X2s) están referidos, de acuerdo con [9] y [17], a la frecuencia f2 del rotor en movimiento. Sin embargo, la última ecuación [20], que define la misma inten-

sidad I2 (módulo y fase) que [19], tiene unos parámetros de f.e.m. (E2) y reactancia (X2) que están referidos, según [7] y [16], a la frecuencia f1 del estator. Ahora bien, de acuerdo con [5] y [6], la frecuencia del rotor coincide con la del estator cuando la máquina está parada. Por este motivo la ecuación (4.20) describe en [email protected]

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definitiva el comportamiento de un rotor pseudoestacionario con unos parámetros E2 y X2 referidos a rotor parado (independientes del deslizamiento), pero en el que la nueva resistencia del rotor para tener en cuenta estos cambios es ahora R2/s en vez de R2. En los circuitos de la Figura 17, el caso a) es una repetición del esquema de la Figura 16, en el que para mayor claridad se ha omitido la figura de la máquina. La ecuación de la corriente en el rotor responde a la ecuación [19]. En la Figura 17 b se ha modificado el circuito del rotor para adaptarlo a la ecuación [20]; nótese en este nuevo secundario que E2 y X2 son, respectivamente, la f.e.m. y la reactancia del rotor en reposo, independientes del movimiento; el efecto de éste se incluye en R2/s, de tal modo que la frecuencia de este rotor estacionario ficticio es f 1. Para ver el cambio que se ha producido en la resistencia del rotor se puede hacer una transformación de la ecuación [20]:

En la Figura 17c se muestra el circuito correspondiente a la expresión anterior, que consta de la resistencia propia del rotor R2 más otra resistencia Rc de valor:

Rc depende del movimiento (del valor del deslizamiento). La resistencia R c se denomina resistencia de carga y representará el efecto equivalente a la carga mecánica que lleve el motor, o de otro modo la potencia eléctrica disipada en Rc (multiplicada por el número de fases) representará la potencia desarrollada por el motor en su movimiento de rotación, es decir, la potencia mecánica en el eje. El circuito final obtenido de la Figura 17c no reúne todavía las ventajas analíticas de un circuito eléctrico, ya que existen acoplamientos magnéticos. Es preciso, al igual que se hace en transformadores, reducir el secundario al primario (en nuestro, caso reducir o trasladar el rotor al estator). En el caso de transformadores para hacer este cambio se requería considerar un nuevo secundario en el que se elegía un número de espiras N’2 = N1 y de este modo se modificaban las magnitudes secundarias a los nuevos valores: En la situación del motor el proceso es más complejo debido a la influencia de los factores de devanado y a que en general los números de fases de estator y rotor no coinciden. En la Figura 18a se ha repetido el esquema de la Figura 17c y en la Figura 18b se ha utilizado un secundario equivalente en el que las magnitudes correspondientes se han señalado con tilde. En cada caso se han indicado en los circuitos el número de fases y factores de devanado tanto del estator como del rotor.

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Para centrar el tema: sabemos que disponemos de un motor asíncrono cuyo circuito inicial equivalente por fase es el mostrado en la Figura 18a, con los siguientes parámetros:

[24] En la Figura 18b se ha mostrado un circuito equivalente, en el que se conserva intacto el primario pero en el que las magnitudes del secundario son:

Si este nuevo rotor se quiere reducir al estator, para conseguir una simplificación posterior, se tendrán que adaptar sus parámetros a los del primario, lo que significa proceder a las igualdades siguientes: Como consecuencia de ello, los nuevos parámetros del rotor serán:  Fuerza electromotriz E’2  Corriente I’2  Impedancias R’2, X’2, R’c Fuerza electromotriz E’2: De acuerdo con [7], [8] y [26] se podrá escribir: Es decir, el nuevo rotor tiene una f.e.m. E’2 igual a E1 lo que permitirá luego unir el primario con el secundario, que es lo que se trata de conseguir. Por otro lado, si se divide [8] entre [7] resulta:

Que se denomina relación de transformación de tensiones (mυ). Entonces, de acuerdo con [27] y [28]: Que determina la f.e.m. del nuevo rotor E’2 frente a la real E2. Corriente l’2: Si los dos secundarios de la Figura 18 son equivalentes, deberán suministrar la misma potencia rotórica, es decir: Teniendo en cuenta [29] da lugar a:

Donde mi es:

Que se denomina relación de transformación de corrientes. Impedancias R’2, X´2, R’c: Para la transformación de impedancias deberá aplicarse el principio de igualdad energética. Si se consideran, por ejemplo, las pérdidas en el cobre en los circuitos de la Figura 18 se podrá escribir:

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Teniendo en cuenta [31] y [32] resultará: Y de un modo análogo: Donde el producto mυ. mi constituye la denominada relación de transformación de impedancias. Las reglas de transformación representan una generalización de las empleadas en el estudio de transformadores. Se puede comprobar que si coinciden las fases del estator y del rotor, coinciden entonces las relaciones de transformación de tensiones y corrientes (mυ = mi), dando lugar a unas magnitudes transformadas similares a las que se obtienen en transformadores. Teniendo en cuenta los valores transformados del nuevo rotor, y de acuerdo con la igualdad [27], se podrán unir los terminales A-A' del primario con los correspondientes a-a' del secundario (rotor) en la Figura 18b. El esquema correspondiente se muestra en la Figura 19a, donde se ha dibujado la rama paralelo por la que se derivará la corriente de vacío del motor de un modo análogo a lo que ocurría en el caso de un transformador. La ecuación que relaciona las corrientes de estator y rotor se obtienen del esquema de la Figura 19a, aplicando la primera ley de Kirchhoff en el nudo A, lo que da lugar a:

Las ecuaciones eléctricas de primario y secundario correspondiente serán:

Al igual que con los transformadores, se obtiene una gran ventaja analítica si se traslada la rama de vacío a los terminales de entrada, lo que da lugar al circuito equivalente aproximado de la Figura 19b. Los errores que ahora se obtienen con esta aproximación son superiores a los que resultaban en el transformador; esto se debe a la presencia del entrehierro en los motores, que hace que la corriente de vacío sea ahora del 35 al 40 por 100 de la asignada, mientras que en el caso del transformador es del orden del 3 al 8 por 100 de la asignada. Con el circuito equivalente aproximado se obtienen corrientes en el rotor que son apreciablemente más altas que los valores reales. De todos modos, la aproximación realizada es normalmente aceptable (al menos en cálculos preliminares) para motores de más de 10 kW. Circuito equivalente aproximado con ajuste de tensión: Se puede conseguir un circuito equivalente aproximado más preciso que el de la Figura 19b reduciendo el valor de la tensión de alimentación, tal como se [email protected]

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muestra a continuación. Si se parte del circuito equivalente exacto de la Figura 19a y se tiene en cuenta la primera ecuación [37], se puede escribir: Dado que se cumple [36]: Donde el valor de l0 según el circuito equivalente exacto es igual a:

Lo que representa que se desprecia la corriente IFe frente a la corriente de imantación Iμ. Sustituyendo [39] y [40] en [38] resulta:

Y de acuerdo con la segunda ecuación [37], que es simplemente la aplicación de la segunda ley de Kirchhoff al circuito de la Figura 19a, se tiene:

Que al llevar a [41] da:

Dado que normalmente Xμ >> R1 y admitiendo que E1 es un poco menor pero con un valor cercano a V1 en el rango de funcionamiento normal, la ecuación anterior se transforma en:

Que responde al circuito de la Figura 20, que es análogo al de la Figura 19b pero en el que se ha corregido la tensión primaria para obtener valores más reales de las corrientes I1 e I’2. Este circuito aproximado sirve para determinar magnitudes como: corrientes, potencias perdidas, potencias mecánicas, etc., pero si se desea calcular la potencia absorbida por el motor de la red se deberá utilizar la tensión real V1 aplicada al motor y no V’1.

1.10.2. ENSAYOS DEL MAT Los ensayos del motor asíncrono permiten determinar los parámetros del circuito equivalente de la máquina. De forma similar al transformador, existen dos tipos de pruebas:  Ensayo de vacío  Ensayo de cortocircuito.

ENSAYO DE VACÍO O DE ROTOR LIBRE Consiste en hacer funcionar el motor sin ninguna carga mecánica en el eje, es decir, la máquina trabaja a rotor libre. Se debe aplicar la tensión asignada al primario V 1n midiendo la potencia absorbida P0 y la corriente [email protected]

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de vacío l0. Existe una gran diferencia entre este ensayo en el motor asíncrono y el correspondiente del transformador. Si la máquina pudiera funcionar en esta prueba a la velocidad de sincronismo n = n 1 el deslizamiento sería igual a cero, lo que indicaría, en el circuito equivalente exacto de la Figura 19a, que la resistencia de carga R’c se hace infinita y, en consecuencia, I’2 sería nula, y resultaría un esquema similar al del transformador (despreciando las pérdidas en el cobre del primario). Sin embargo, el motor asíncrono no puede girar a la velocidad de sincronismo, ya que I’2 sería nula y no existiría ningún par electromagnético en el eje. En estas circunstancias lo que sucede realmente es que el motor en vacío gira a una velocidad muy cercana a la del campo giratorio, lo que indica, desde el punto de vista del circuito de la Figura 19a, que la resistencia de carga R’c tiene un valor muy elevado pero no infinito; como no se ejerce ningún par de carga en el eje, la potencia disipada en esta resistencia representa la perdida en rozamiento y ventilación del motor. Como I’2 es de pequeño valor debido a la alta impedancia de R’c se podrán despreciar las pérdidas en el cobre del devanado del rotor. Denominando Pcu1 las pérdidas en el cobre del estator en este ensayo, PFe a las pérdidas en el hierro y Pm a las pérdidas mecánicas se cumplirá: Para determinar cada una de las pérdidas anteriores es preciso completar el ensayo de vacío con medidas adicionales; las pérdidas en el cobre Pcu1pueden calcularse si se mide previamente la resistencia R1 de cada una de las fases del estator (esta operación se realiza introduciendo c.c. en una fase del primario, midiendo tensión y corriente, la ley de Ohm da el valor de R). En la práctica, para tener en cuenta el efecto pelicular o skin en los conductores, se suele aumentar el valor anterior entre un 10 y un 20 por 100. Para determinar PFe y Pm es preciso alimentar el motor por una tensión variable, comenzando con el valor nominal o asignado V1n o algo superior y reduciendo hasta un valor que puede tomarse entre el 30 y el 50 por 100 de V1n; en cada escalón de tensión se deben medir los valores de P0, l0 y V1 y a partir de ellos se deducen las pérdidas PFe + Pm en cada etapa, de acuerdo con la ecuación:

Al representar Pm + PFe en función de V1 se obtiene una curva de tipo parabólico, como se indica en la Figura 21a. Extrapolando esta curva, hasta que corte el eje de ordenadas, se obtiene para V1 = 0, el valor de las pérdidas mecánicas Pm ya que entonces las pérdidas en el hierro son nulas al no existir flujo. El valor de las pérdidas en el hierro a la tensión asignada vendrá dado por la ordenada existente entre la curva Pm + PFe y la horizontal Pm a esa tensión, como muestra la figura anterior. Para reducir errores en la extrapolación de la curva parabólica de la Figura 21a, es más práctico representar Pm + PFe en función del cuadrado de la tensión V1 tal como se muestra en la Figura 21b. En este caso la curva se transforma en una línea recta, cuya ordenada en el origen representa la pérdida mecánica del motor Pm. Conocidas las pérdidas PFe (separada de Pm) se podrá calcular la rama paralelo del [email protected]

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circuito equivalente, como muestra la Figura 22, que absorberá la potencia PFe, de acuerdo con las siguientes expresiones aproximadas:

De donde se deduce:

ENSAYO DE CORTOCIRCUITO O DE ROTOR BLOQUEADO Este ensayo se realiza bloqueando el rotor impidiéndole que gire, es decir, n = 0, por lo que se tendrá: s = 1, R'c = 0, lo que indica que el motor se comporta como un transformador con el secundario en cortocircuito. Al estator se le aplica una tensión creciente, partiendo de cero, hasta que la corriente absorbida sea la asignada, I1cc = I1n (por fase), midiendo a la vez la tensión aplicada V1cc (fase) y la potencia absorbida Pcc (total). La corriente de vacío I0 es entonces despreciable frente a I1n debido a la pequeña tensión necesaria, resultando el circuito equivalente de la Figura 23, que se obtiene al despreciar la rama paralelo del esquema de la Figura 19 y hacer R’c = 0, debido a que en estas condiciones el deslizamiento es la unidad. De las medidas efectuadas puede obtenerse el factor de potencia en cortocircuito:

De aquí resultan los valores:

En consecuencia, el ensayo de cortocircuito permite obtener los parámetros de la rama serie del motor. Además que R1 se ha determinado con un ensayo en C.C., la ecuación *50+ que permitirá calcular R’2, valor que es necesario conocer ya que está incluido en R’c. Si se desea utilizar en el estudio del motor el circuito equivalente exacto (Fig. 19a), habrá que repartir la cantidad Xcc entre X1 y X’2. A falta de información se elegirá X1 = X’2. Ejemplo 2 Un motor trifásico conectado en estrella, de 15 CV, 380 V, 50 Hz, 4 polos, ha dado los siguientes resultados en unos ensayos: VACÍO: 380 V, 3 A, 700 W; CORTOCIRCUITO: 100 V, 20 A, 1.200 W. Si la resistencia de cada fase del devanado primario es igual a 0,5 Ω y las pérdidas mecánicas son de 250 W; calcular los parámetros del circuito equivalente del motor. Tensión aplicada al ensayo: 2

a) Pérdidas en el cobre del primario en vacío: Pcu1 = 3. 0,5. 3 = 13,5 W b) El valor de PFe, de acuerdo con [45], será:

PFe = P0 — Pcu1 — Pm = 700 — 13,5 — 250 = 436,50 W

c) Factor de potencia de la rama paralelo del circuito equivalente, de acuerdo con [47]:

d) Valores de IFe e Iμ teniendo en cuenta [47], serán: IFe = 3. 0,22 = 0,66 A ; Iμ = 3. 0,98 = 2,94 A e) Valores de RFe y Xμ. De las ecuaciones [48] se deduce:

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f) La tensión de cortocircuito por fase es igual a:

g) Factor de potencia en corto circuito: h) Parámetros en la rama serie. De acuerdo a [50]:

1.10.3. BALANCE DE POTENCIAS En un motor asíncrono existe una transformación de energía eléctrica en mecánica, que se transmite desde el estator al rotor, a través del entrehierro, y el proceso de conversión está inevitablemente ligado con las pérdidas en los diferentes órganos de la máquina. La potencia que la máquina absorbe de la red, si V1 es la tensión aplicada por fase, I1 la corriente por fase y ϕ1 el desfase entre ambas magnitudes, será: Esta potencia llega al estator, una parte se transforma en calor por efecto Joule, cuyo valor es: La otra parte se pierde en el hierro: PFe1. La suma de ambas pérdidas representa la disipación total en el estator Pp1: Las frecuencias de las corrientes en el rotor son muy reducidas, debido a que los deslizamientos en la máquina suelen ser pequeños a causa de esto se considera que prácticamente es el hierro del estator el único origen de las pérdidas ferromagnéticas. De acuerdo con el circuito equivalente del motor de la Figura 19a, se podrá escribir: La potencia electromagnética que llegará al rotor a través del entrehierro, y que denominaremos P a (potencia en el entrehierro), tendrá una magnitud: En el rotor aparecen unas pérdidas adicionales debidas al efecto Joule, Pcu2 de valor: Las pérdidas en el hierro del rotor son despreciables debido al pequeño valor de f2 . La potencia que llegará al árbol de la máquina, denominada potencia mecánica interna, Pmi, será: Y teniendo en cuenta el significado de la resistencia de carga R’c del circuito equivalente, se podrá poner:

La potencia útil en el eje será algo menor, debido a las pérdidas mecánicas por rozamiento y ventilación; denominando Pm a estas pérdidas y Pu a la potencia útil, resultará: En la Figura 24 se muestra, en la parte superior, el circuito equivalente exacto del motor y en la parte inferior un dibujo simplificado de la máquina. En cada caso se muestran, con flechas, las pérdidas que se producen en las diversas partes del motor. Obsérvese en ambos casos que se obtiene una potencia útil de salida a partir de una potencia de entrada P; El rendimiento del motor vendrá expresado por el cociente:

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Existen algunas relaciones útiles entre las potencias anteriores; por ejemplo, el cociente entre Peu2 Y Pm¡, teniendo en cuenta [56] y [58], resulta ser:

Por otra parte, la potencia que atraviesa el entrehierro Pa se puede poner:

Que relaciona P0 con Pcu2. Estas relaciones facilitan al estudio analítico de la máquina y la realización de ejercicios prácticos.

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Ejemplo 3 Un motor de inducción trifásico de 6 polos, 50 Hz; absorbe una potencia de 20 kW, cuando gira a 960 r.p.m. Las pérdidas totales del estator son 0,5 kW y las de rozamiento y ventilación son de 1 kW. Calcular: a) El deslizamiento; b) Pérdidas en el cobre del rotor; c) Rendimiento. a) Cálculo del deslizamiento La velocidad de sincronismo del motor es: El deslizamiento valdrá: b) Pérdidas en el cobre del rotor La potencia en el rotor será: El valor de Pcu2, de acuerdo con [62] es: c)

Rendimiento

La potencia útil en el eje de la máquina es: El rendimiento de la máquina será: Ejemplo 4 Un motor asincrónico trifásico de rotor devanado, 2p = 4 polos, se conecta a una red trifásica de 380 V de tensión compuesta. El estator y el rotor están conectados en estrella. La relación de transformación (m) de tensiones coincide con la de corrientes y es igual a 2,5. Los parámetros del circuito equivalente del motor por fase son: R 1 = 0,5 Ω; X1= 1,5 Ω; R2 = 0,1 Ω; X2 = 0,2 Ω; RFe = 360 Ω; Xμ = 40 Ω. Las pérdidas mecánicas son de 250 W. Si el deslizamiento a plena carga es del 5 por 100, calcular: A) utilizando el circuito equivalente exacto del motor. 1) Corriente del estator; 2) Corriente del rotor; 3) Corriente l0; 4) Pérdidas en el hierro; 5) Potencia activa y reactiva absorbida por el motor de la red; 6) Potencia mecánica interna; 7) Potencia mecánica útil; 8) Rendimiento del motor; 9) Corriente de arranque y su factor de potencia. B) Repetir el problema utilizando el circuito equivalente aproximado del motor. A) Circuito equivalente exacto: El circuito equivalente exacto del motor por fase es el mostrado en la Figura 25, en el que la rama paralela del circuito se sitúa entre el estator y el rotor. Los cálculos eléctricos en esta situación son más laboriosos que con el circuito equivalente aproximado. 1) Corriente estatórica La impedancia del rotor reducida al estator, teniendo en cuenta que mυ = mi = 2,5, es:

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El valor de la impedancia de carga, teniendo en cuenta que el deslizamiento es igual a 0,05, será:

Conviene comenzar el problema calculando el valor de la impedancia total del rotor Z r mostrada en la Figura 25:

Que corresponde a una admitancia Yr:

La admitancia total del paralelo Yp mostrada en la Figura 25 es:

Que corresponde a una impedancia:

De este modo la impedancia total del motor que se observa desde los terminales de entrada es:

Si se toma como referencia la tensión de alimentación:

La corriente del estator será:

2) Corriente I2 del rotor Debe calcularse previamente la diferencia de potencial entre los nudos A y B del circuito equivalente de la Figura 25, cuyo valor es:

De este modo la corriente del rotor reducida al estator es:

Por lo que la corriente real del rotor será:

3) Corriente I0 Las corrientes por las ramas en paralelo son:

Por lo que la corriente I0 valdrá:

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4) Pérdidas en el hierro

También se puede obtener como:

5) Potencias activa y reactiva absorbidas

Potencia activa Potencia reactiva Factor de potencia

P1 = 10.295,4 W Q1 = 5.352,6 Var cos 27,47° = 0,887

6) Potencia mecánica interna

7) Potencia útil en el eje

8) Rendimiento 9) Corriente de arranque Se obtendrá del circuito de la Figura 25 haciendo s = 1. La impedancia del rotor vale en este caso:

Que corresponde a una admitancia Yr:

La admitancia total del paralelo Yp mostrada en la Figura 25 es:

Que corresponde a una impedancia:

La impedancia total del motor es:

La corriente de arranque será:

Es decir, la corriente de arranque es de 74,93 A, y tiene un cos ϕ = cos 68,12° = 0,373. La relación entre corriente de arranque y la corriente nominal I 1 es:

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B) Circuito equivalente aproximado En este caso la rama paralela del circuito equivalente de la Figura 25 se debe trasladar a la entrada del motor, lo que simplificará los cálculos correspondientes. Debe hacerse constar que el uso de este circuito equivalente aproximado da resultados algo superiores a los reales. 1) Corriente estatórica El procedimiento de cálculo es directo y requiere determinar las corrientes I’2, IFe e Iμ cuyos valores son:

Lo que da lugar a una corriente primaria (estator):

2) Corriente I2 del rotor

3) Corriente I0 de vacío 4)

Pérdidas en el hierro

5) Potencias activa y reactiva absorbidas

Potencia activa Potencia reactiva Factor de potencia

P1 = 11.022 W Q1 = 5.851 Var cos 27,96° = 0,883

6) Potencia mecánica interna 7) Potencia útil en el eje 8) Rendimiento

9) Corriente de arranque Se obtiene del circuito equivalente aproximado haciendo s = 1, resultando ser:

Que corresponde a un cos ϕ = cos 68,84° = 0,36. La relación entre corriente de arranque y la corriente nominal I 1 es:

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CUADRO COMPARTIVO DE RESULTADOS DEL EJEMPLO 4 Circuito Equivalente Circuito Equivalente Parámetro Exacto Aproximado Corriente estatórica I1 17,63/ -27,47° A 18,96/ -27,96° A Corriente rotórica I2 39,875/ -11,28° A 41,25/ -11,94° A Corriente de vacío I0 5,03/ -89,23° A 5,51/ -83,65° A Pérdidas en el hierro PFe 334,1 W 401,5 W Potencia activa P1 10.295,4 W 11.022 W Potencia reactiva Q1 5.352,6 Var 5.851 Var Factor de potencia del mo0,887 0,883 tor Potencia mecánica interna 9.063,1 W 9.700 W Pmi Potencia útil en el eje Pu 8.813,1 W 9.450 W Rendimiento 85,6 % 85,76 % Corriente de arranque Ia 74,93/-68,12° 79,16/-68,84° Relación Ia/I1 4,25 4,33 El método aproximado es mucho más rápido de resolver y de ahí sus ventajas prácticas en la resolución de problemas. Sin embargo, si la corriente de la rama paralela lo fuera más elevada, se observarían mayores diferencias, por lo que en ese caso debería utilizarse forzosamente el circuito equivalente exacto del motor asíncrono para no cometer graves errores.

1.10.4. PAR MOTOR Si Pu es la potencia mecánica útil desarrollada por el motor y n la velocidad en r.p.m. a la que gira el rotar, el par motor o par de rotación M (torque en inglés) en N.m en el eje de la máquina será el cociente entre P u y la velocidad angular de giro ω = 2πn/60, expresando n en r.p.m.:

Si se desprecian las pérdidas mecánicas del motor, la potencia útil coincide con la mecánica interna y el par anterior se puede poner también:

De la definición de deslizamiento se deduce:

La expresión del par se convierte en:

Teniendo en cuenta [62]

Las ecuaciones [64] y [67] expresan el par de rotación del motor, en función de la potencia mecánica interna Pmi o de la potencia que atraviesa el entrehierro Pa. La última expresión es muy útil, ya que en el denominador figura la velocidad del campo giratorio, que para un determinado motor es constante si permanece invariable la frecuencia de alimentación, y en consecuencia puede tomarse como medida del par el producto [email protected]

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M 2πn/60, es decir, la potencia que desarrollaría el par si la máquina girase a la velocidad de sincronismo. Por este motivo, se dice entonces que el par está expresado en watts síncronos, y según [67], el par así evaluado es precisamente igual a la potencia en watts que el campo giratorio transmite al rotor. Este concepto es importante en el estudio del diagrama circular de la máquina asíncrona. Teniendo en cuenta [56] y [62], la expresión del par [67] se puede poner:

Pero de acuerdo con el circuito equivalente aproximado de la Figura 19b, el módulo de la corriente I’2 es:

Donde se ha llamado Xcc a la reactancia X1 + X’2. Sustituyendo [69] en [68] se obtiene:

Que expresa el valor del par electromagnético producido por la máquina en función de los parámetros del motor. Se observa en la expresión [70] que el par se hace cero cuando s = 0 y s = ± ∞; por otra parte, la característica M = f(s) presenta unos máximos en los que debe cumplir

El signo negativo significa funcionamiento como generador, ya que entonces la velocidad de rotación es superior a la del campo giratorio. Sustituyendo [71] en [70] se obtiene el valor del par máximo de la máquina:

El «+» expresa el valor del par máximo como motor y el signo «-» indica la magnitud del par máximo como generador. Observamos en la expresión anterior que el par máximo no varía cuando cambia la resistencia del rotor; sin embargo, y de acuerdo con [71] el deslizamiento al cual se obtiene el par máximo es proporcional a la resistencia del rotor, y de aquí se deriva una cuestión técnica de gran importancia práctica, ya que variando la resistencia del rotor por introducción de resistencias adicionales (caso aplicable únicamente a máquinas con rotor devanado o de anillos) se puede conseguir que el par máximo se obtenga a una velocidad deseada; en particular, si se logra hacer s m = 1, se obtiene el par máximo en el arranque. En la Figura 26 se ha dibujado el diagrama M=f(s), denominado par-deslizamiento o par-velocidad de la máquina asíncrona. Se han representado dos curvas diferentes a y b según sea el valor de la resistencia del rotor. Se observa, como se acaba de indicar, que el par máximo no se altera por la variación de la resistencia del rotor; sin embargo, sí que cambian los valores del deslizamiento a los cuales se obtienen los pares máximos. La curva par-velocidad que se obtiene con la resistencia propia del rotor constituye la característica natural del par, mientras que las curvas par-velocidad que resultan con la introducción de resistencias adicionales se denominan características artificiales. Si para la característica natural se tiene, según [71], un deslizamiento para par máximo:

Para las características artificiales, si se denomina R’T2 la resistencia total reducida del rotor, que incluye la propia del rotor más la adicional por fase que se introduce por los anillos, se tendrá: [email protected]

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Dividiendo [74] por [73] resulta:

El cociente entre el deslizamiento para par máximo (denominado también crítico) de la característica artificial y el de la característica natural es igual a la razón de las resistencias totales del rotor para cada caso. A veces es interesante referir el par de un motor al par máximo y al deslizamiento crítico sm. Así, si dividimos [70] entre [72], después de algunas simplificaciones se obtiene la formula de Kloss:

Donde s es el deslizamiento del motor para el cual se obtiene el par M; el parámetro a es igual a:

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Si se ha construido la curva de par natural (con la resistencia interna del rotor R’2), se puede construir, con más sencillez, una artificial para cualquier resistencia total del rotor R’T2 sin tener que realizar nuevamente los cálculos mediante la fórmula general del par [70]. Si se denomina M’ al par con la curva artificial, s’m el deslizamiento máximo correspondiente y s’ el deslizamiento que se tiene para el par M’, resultará una ecuación similar a *76+:

Ya que los pares máximos de la curva natural y artificial son idénticos porque según [72] no dependen de la resistencia del rotor. Los pares del motor coincidirán para las características natural y artificial cuando [76] sea igual a [78], es decir:

Y teniendo en cuenta a [75], [77] y [78] se cumplirá: La ecuación [79] se transforma de este modo en:

Que después de algunas simplificaciones resulta:

Y teniendo en cuenta [75] y [82] se cumplirá la igualdad:

Es decir, a igualdad de pares en las curvas características artificiales y natural de un motor asíncrono, el deslizamiento en la característica artificial respecto a la natural coincide con el cociente de resistencias totales en el rotor correspondiente a cada curva. Para realizar cálculos previos, se pueden utilizar expresiones aproximadas del par. Si en la fórmula de Kloss [76] se desprecia la resistencia del estator, se transforma en:

Para deslizamientos pequeños (s << sm) la expresión anterior se convierte en:

Que es la ecuación de una recta (véase Fig. 26). Para deslizamientos grandes (s >> s m) la fórmula [84] se transforma en:

Que es la ecuación de una hipérbola. En la práctica, la adaptación a esta curva sólo se cumple en la zona de arranque y de frenado del motor.

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1.10.5. RÉGIMENES DE FUNCIONAMIENTO Las ecuaciones que rigen el comportamiento de la máquina asíncrona ya han sido expuestas; vamos a destacar aquí tres de ellas: [58], [62] y [67] que serán de utilidad para comprender los sentidos de transferencia de energía entre la red y la carga (terminal mecánico) y también el signo del par electromagnético generado. Estas ecuaciones son: Potencia mecánica interna: Potencia de entrehierro: Par electromagnético: En la Figura 26 se han señalado la forma de las curvas par-velocidad de una máquina asíncrona o de inducción. Dependiendo del valor del deslizamiento, se distinguen tres zonas distintas que caracterizan tres modos de funcionamiento, a saber: motor, generador y freno.

RÉGIMEN MOTOR Representa el modo de funcionamiento más característico y corresponde al rango de deslizamientos comprendidos entre 0 y 1. De acuerdo con la expresión [65], que nos da la velocidad del rotor en función de s: El rango anterior corresponde a velocidades comprendidas entre n1 (velocidad de sincronismo) y 0 (parada). Si se tiene en cuenta el campo de variación de s en el régimen motor, las ecuaciones [87] nos indican que cuando la máquina trabaja como motor se tiene:  La potencia mecánica interna es positiva. Es decir, se transmite energía mecánica al eje.  La potencia en el entrehierro es positiva, lo que indica un par electromagnético positivo.  Si la potencia de entrehierro es positiva, quiere decir que se transfiere energía en el sentido estatorrotor. La energía en el estator procede de la red, entonces la potencia eléctrica absorbida tendrá el sentido de Pa. En definitiva, la potencia eléctrica que absorbe la máquina de la red es positiva. De acuerdo con las conclusiones anteriores, en la Figura 27 se ha representado simbólicamente una máquina asíncrona, en la que para mayor claridad se ha separado el estator del rotor. Se han señalado con flechas los sentidos de las potencias puestas en juego. Se observa que en este comportamiento de la máquina de inducción como motor, la transferencia de energía se produce en el sentido terminal eléctrico-terminal mecánico. La máquina convierte la energía eléctrica en mecánica. En la Figura 28 se muestra la curva parvelocidad correspondiente a este régimen de trabajo, que es una ampliación de la curva de la Figura 26 correspondiente a la zona de deslizamientos comprendida entre 0 y 1. Obsérvese la doble escala utilizada en el eje de abscisas calibrada en deslizamientos o en velocidades del rotor. Los puntos más característicos son: Punto O. Funcionamiento en sincronismo: s = 0; M= 0, en este caso la velocidad de rotación del motor es la de sincronismo, lo que como se demostró constituye una imposibilidad física. De hecho, el que el par [email protected]

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tromagnético producido resulte igual a cero está corroborando tal afirmación, porque la máquina a esta velocidad no podría ni tan siquiera vencer los pares resistentes de rozamiento. Punto A. Régimen asignado o nominal: s=sn; M= Mn, que corresponde a la velocidad asignada y al par nominal o asignado o de plena carga, se produce generalmente para deslizamientos comprendidos entre el 3 Y el 8 por 100, que representan velocidades cercanas a la de sincronismo que se sitúan en la parte derecha de la curva de la Figura 28. Punto C. Funcionamiento con par máximo: s = sm; M= Mm representa el par máximo o crítico del motor y se produce para deslizamientos comprendidos entre el 15 y el 30 por 100. Punto D. Régimen de arranque: s = 1; M=Ma, en este caso la velocidad es cero y corresponde al par de arranque. Se observa en la Figura 28 que el par máximo divide a la curva en dos partes, una estable 0 < s < s m y otra inestable sm < s < 1; la zona estable corresponde a la parte de la curva en la que se obtiene un aumento del par conforme el motor disminuye su velocidad, lo que implica una dM/ds positiva (debe tenerse en cuenta, para evitar confusiones, que en la curva de la Figura 28, la escala de deslizamientos es decreciente y por ello la zona estable corresponde a la parte derecha de la curva). El motor en su zona estable presenta una característica dura o rígida, lo que significa que la velocidad disminuye muy poco con el par y es por ello que se puede decir que estas máquinas giran a una velocidad asíncrona prácticamente constante. (De ahí que no se hayan empleado este tipo de motores en accionamientos que requerían regulación de velocidad. Modernamente, debido a los avances de la electrónica de potencia, se ha logrado regular la velocidad de estos motores variando la frecuencia de alimentación con convertidores electrónicos.) Para examinar el comportamiento de un motor asíncrono cuando pone en movimiento una carga mecánica en el eje, es preciso conocer la dependencia de velocidad de rotación con el par resistente ofrecido por la carga. A estos efectos los diferentes mecanismos de producción se pueden clasificar a grandes rasgos en los dos tipos siguientes:  Cargas con par resistente constante, independiente de la velocidad. La curva par velocidad de estos mecanismos está representada por la horizontal b en la Figura 28. Este tipo de par resistente lo poseen las grúas, ascensores, montacargas, mecanismos de avance de máquinas, cintas transportadoras en las que permanezca constante el material que se desplaza y otros tipos de mecanismos en los que el par resistente principal sea el de rozamiento.  Cargas con par resistente creciente con la velocidad. Generalmente son mecanismos en los que el par resistente es función del cuadrado de la velocidad y por ello presentan una curva de tipo parabólico (curva c en la Fig. 28). Este tipo de par se presenta en las bombas centrífugas, ventiladores, hélices, etc., es decir, en el movimiento de fluidos. Se conocen también como cargas con par resistente tipo ventilador. Bajo la existencia de los pares motor o electromagnético M y resistente o de carga M r se producirá el comportamiento dinámico del motor, que responderá a la ecuación clásica de la mecánica:

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Donde J es el momento de inercia de las partes giratorias, que incluye la del rotor del motor más el mecanismo de accionamiento, y ω la velocidad angular de giro del rotor (en rad/s). Según la ecuación [89], si el par motor M es superior al par resistente Mr se producirá un momento resultante M—Mr > 0 que hará que el motor se acelere (dω/dt > 0); la aceleración continuará hasta que ambos pares se hagan iguales y en este momento la máquina habrá adquirido su velocidad de régimen. En la Figura 28 se observa que si el motor mueve un par resistente constante Mr el estado de equilibrio se conseguirá cuando se alcance el punto A, punto de intersección de las curvas del par motor con la del par resistente, donde ambos pares se hacen iguales. Si la carga tiene un par resistente tipo ventilador (curva c de la Fig. 28), el estado de equilibrio final se consigue en el punto B. Es evidente, en cualquier caso, que para que la máquina inicie su marcha el par de arranque desarrollado por el motor debe ser superior al par resistente que en este momento ofrece la carga. Suponiendo que el sistema motor-carga ha alcanzado un equilibrio (por ejemplo, estamos situados en el punto B de la Fig. 28). Si en esta situación aumenta el par resistente, el término de la izquierda de [89] se hará negativo, lo que se traduce en una deceleración del rotor. El nuevo equilibrio se restablecerá para una velocidad menor a la cual se vuelva a cumplir la igualdad de pares motor y resistente. Ahora bien si el par resistente aumentara hasta alcanzar el punto C, correspondiente al par máximo que puede desarrollar el motor, un posterior aumento de la carga tendería a reducir la velocidad, pero al no estar compensado por un aumento del par electromagnético desarrollado por el motor (zona inestable de la Fig. 28), la máquina acabará parándose. El cociente entre el par máximo y nominal o asignado Mmáx/Mn define la capacidad de sobrecarga del motor y es un dato suministrado por el fabricante junto con el cociente del par de arranque y nominal Ma/Mn. En motores normales la capacidad de sobrecarga oscila entre 1.8 y 2.7; en motores sometidos a fuertes sobrecargas instantáneas, por ejemplo, en las grúas, se suelen exigir valores superiores a 3. La relación Ma/Mn oscila entre 1,2 y 2.

RÉGIMEN GENERADOR Como se observa en la Figura 26, corresponde a velocidades superiores a la de sincronismo, lo que comporta deslizamientos negativos. En este caso, el sentido de rotación del flujo respecto al secundario de la máquina se invierte con relación al régimen motor, lo que lleva consigo una inversión en el sentido de la f.e.m. del rotor, que provoca a su vez una inversión en la corriente y en el par. En consecuencia, el par desarrollado por la máquina asíncrona se convierte en par de frenado respecto al momento de rotación del motor primario. La máquina asíncrona funciona como generador, recibiendo energía mecánica de un motor externo que gira a una velocidad superior a la de sincronismo, y entregando energía eléctrica a la red por el estator. En efecto, si observamos [87] en el régimen generador, al ser el deslizamiento negativo, se tiene:  La potencia mecánica interna se hace negativa. La máquina absorbe potencia mecánica por el eje suministrada por el motor primario que la mueve a una velocidad superior a la de sincronismo.  La potencia en el entrehierro se hace negativa, por lo que el par electromagnético cambia de signo respecto al comportamiento como motor.  Si la potencia en el entrehierro es negativa, la transferencia de energía se hace de rotar a estator. La máquina entrega energía a la red por el estator. En la Figura 29 se resumen las conclusiones anteriores, señalando con flechas los sentidos de transferencia real de la energía. La máquina convierte energía mecánica en eléctrica. Se puede disponer de un generador asíncrono conectando un motor normal de jaula de ardilla a una red trifásica y acoplándolo, por ejemplo, a un motor de combustión interna (motor de gasolina o diesel), tal como se muestra en la Figura 30a. Inicialmente la máquina arrancará como motor asíncrono arrastrando el motor primario de combustión interna, llegando a una velocidad de régimen como motor cercana a la de sincronismo. A continuación se arrancará el motor primario, que debe girar en el sentido establecido por el motor asíncrono. Tan pronto como el motor primario supere la velocidad de sincronismo, la máquina asíncrona se convertirá en generador, cediendo potencia activa al sistema eléctrico al que esté conectada. [email protected]

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Ahora bien, si se tiene en cuenta el circuito equivalente aproximado de la máquina asíncrona señalado en la Figura 24a, al ser el deslizamiento negativo, la impedancia de la rama secundaria tendrá la parte real negativa (debido a que se hace negativa la resistencia de carga R’c, cuyo valor es muy superior a la suma de R’1+R’2); como consecuencia de ello, la corriente secundaria reducida I’2 absorbida se retrasará más de 90° de la tensión aplicada, tal como se muestra en la Figura 30b, dando lugar a una corriente total absorbida de la red I1m cuya fase ϕm es superior a 90°, y es por ello por lo que la potencia absorbida de la red: m1V1Imcosϕm es negativa. O de otro modo, si se invierte el sentido de la corriente absorbida I 1m para tener en cuenta el convenio generador, se observa que la potencia activa producida o suministrada a la red es: Se observa en la Figura 30b que la corriente l1g se adelanta a la tensión de la red, lo que indica que la máquina asíncrona suministra a la red una potencia reactiva capacitiva, o de otro modo, que la máquina asíncrona funcionando como generador necesita recibir de la red a la cual se conecta una potencia reactiva inductiva, como así se señala en la Figura 30a.

Físicamente esta potencia reactiva que necesita recibir el generador asíncrono se requiere para mantener el campo magnético de su estator, ya que esta máquina no posee un circuito independiente de excitación, como es el caso de los alternadores. Ésta es la principal limitación del generador asíncrono, ya que al necesitar una red que le suministre la potencia reactiva que requiere, no puede funcionar (en principio) como un generador aislado como sucede con los alternadores. La única ventaja, sin embargo, del generador asíncrono es su sencillez: no necesita un circuito independiente para su excitación y no tiene que girar continuamente a una velocidad fija. Siempre que su velocidad sea ligeramente mayor que la de sincronismo, funcionará como un generador con respecto al sistema de [email protected]

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cia al que se encuentre conectado. En la medida en la que el par aplicado a su eje sea mayor, tanto mayor será la potencia de salida resultante. Generalmente, la salida asignada se alcanza con poco deslizamiento, normalmente inferior al 3 por 100. El hecho de que no necesite regulación de tensión, porque ésta viene impuesta por la red externa, hace que este generador sea una buena alternativa en centrales eólicas, donde las velocidades del viento son muy dispares. Es posible hacer que una máquina asíncrona trabaje como generador aislado, independientemente de una red externa, siempre que haya condensadores disponibles para suministrar la potencia reactiva que necesita (o de otro modo, condensadores que absorban la energía reactiva que produce el generador). Para ello se conecta una batería de condensadores a los bornes del motor, que también se unen a la carga eléctrica receptora externa. Se dice entonces que el generador trabaja en régimen de autoexcitación. La frecuencia generada es algo menor de la que corresponde a la velocidad de rotación. La tensión en bornes aumenta con la capacidad, que está limitada por la saturación del circuito magnético de hierro. Si la capacidad es insuficiente no aparecerá tensión en el generador. De ahí que la elección de la capacidad necesaria sea un problema difícil y más aún si se tiene en cuenta que los condensadores deben también suministrar la potencia reactiva que requieren las cargas conectadas a la máquina.

RÉGIMEN DE FRENO De acuerdo con la Figura 26, el régimen de frenado de una máquina asíncrona se produce para deslizamientos superiores a la unidad, lo que corresponde a velocidades negativas. En esta situación el rotor gira en sentido contrario al campo giratorio, de tal forma que la máquina recibe energía de la red y energía mecánica por el eje. En efecto, si consideramos las ecuaciones [87] para s > 1 (normalmente s está comprendido entre 1 y 2), resulta:  La resistencia de carga R’c se hace negativa y por tanto también es negativa la potencia mecánica interna. La máquina recibe energía mecánica por el eje.  La potencia de entrehierro es, según la segunda ecuación [87], el cociente de dos cantidades negativas; por consiguiente Pa es positiva y el par electromagnético es positivo.  Si la potencia de entrehierro es positiva, quiere decir que se transfiere la energía en el sentido estator-rotor. Por ello la potencia que se absorbe de la red es positiva. En la Figura 31 se muestran estas conclusiones. Durante el período de frenado la máquina recibe energía mecánica por el eje y también energía eléctrica de la red; esto origina grandes corrientes rotóricas, con las consiguientes pérdidas por efecto Joule tanto en el estator como en el rotor, que es donde se disipan las potencias que recibe la máquina en esta situación. Este régimen de frenado se utiliza en la práctica cuando se desea parar rápidamente un motor. La maniobra se realiza invirtiendo dos fases de la alimentación, de forma que el campo giratorio pase súbitamente a girar en sentido contrario al del rotor. Por ejemplo, si se considera que un motor estaba girando en sentido directo a la velocidad n, el deslizamiento en esta fase sería:

Al invertir dos fases, el deslizamiento respecto al nuevo campo giratorio sería:

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Ya que la velocidad a la que giraba el motor se hace negativa respecto al nuevo campo rotativo. Como s suele tener un valor reducido (3 a 8 por 100) en el momento de la inversión, el nuevo deslizamiento s' tiene un valor cercano a 2. Este método de frenado en el que se procede a invertir el campo giratorio del motor recibe el nombre de frenado a contracorriente. El rotor, al estar girando en sentido opuesto al campo, va gradualmente disminuyendo su velocidad, y cuando ésta llega a cero, el motor debe ser desconectado de la red, ya que en caso de no hacerla la máquina pasaría de nuevo a régimen motor pero girando ahora en sentido contrario al original. En el frenado a contracorriente se pueden producir corrientes incluso muy superiores a las de arranque, y por ello no debe emplearse este sistema de frenado con demasiada frecuencia porque la elevación de temperatura puede llegar a fundir las barras del rotor y sobrecalentar el devanado del estator. Los motores preparados para realizar este frenado son generalmente de rotor devanado, de tal modo que al realizar esta maniobra se introducen resistencias adicionales en el rotor para limitar las corrientes a magnitudes admisibles y deseables. El calor disipado en el rotor durante el período de puesta en marcha (arranque), desde cero a la velocidad asignada, es igual a la energía cinética final almacenada en todas las partes rotativas. Sin embargo, el calor disipado en el rotor durante el frenado a contracorriente, desde la velocidad asignada hasta cero, es igual a tres veces la energía cinética original de todas las partes rotativas. En la técnica de los accionamientos eléctricos existen también otros tipos de frenado. Así, se tiene el frenado por recuperación de energía (frenado regenerativo) y que aparece en la máquina asíncrona cuando trabaja como generador, por tanto, a una velocidad superior a la de sincronismo. Se puede producir este frenado en las máquinas de elevación y transporte cuando se bajan cargas pesadas. Este régimen de frenado aparece con frecuencia en los motores de c.c. utilizados en la tracción eléctrica al bajar un tren por pendientes elevadas (si el tren tiende a embalarse, aparecerá un par de frenado que tiende a evitar un posible descarrilamiento). Existe también otro tipo de frenado denominado dinámico, que consiste en desconectar el estator de la red y aplicar una c.c. al mismo por medio de una fuente auxiliar; de esta forma se produce un campo de amplitud constante que es fijo en el espacio y que al reaccionar con el campo giratorio del rotor provoca un frenado de la máquina. Este tipo de frenado se utiliza en los trenes de laminación de plantas siderúrgicas y se emplea para conseguir una parada rápida y exacta de muchos mecanismos, reduciendo el tiempo de paro de los accionamientos principales. Ejemplo 5 Un motor asíncrono trifásico con rotor en jaula de ardilla de 220/380 V, 50 Hz, 10 polos, tiene los siguientes parámetros del circuito equivalente: R1=0,5 Ω; X1 = 3 Ω; R’2 = 0,8 Ω; X’2 = 3,5 Ω. Se desprecia la rama paralelo del circuito equivalente y las pérdidas mecánicas. Si la máquina se conecta a una red trifásica de 380 V de línea, 50 Hz; determinar: 1) ¿Cómo se conectará el estator de la máquina? 2) Calcular la corriente de arranque del motor. 3) Si el deslizamiento a plena carga es del 4 por 100, calcular a) la corriente absorbida, b) potencia mecánica desarrollada, c) par electromagnético, d) potencia activa absorbida de la red, e) rendimiento en estas condiciones. 4) Velocidad (en régimen motor) a la cual se obtiene el par máximo y valor del par máximo correspondiente. 1) ¿Cómo se conectará el estator de la máquina? Debido a que las tensiones a las que puede conectarse el motor son 220/380V se deberá conectar en estrella (bobinado de mayor tensión) a una red de 380V. 2) Calcular la corriente de arranque del motor. En el arranque el deslizamiento es igual a 1, por tanto la impedancia del circuito equivalente aproximado (Fig. 19b) será:

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Y tomando la tensión como referencia, se obtiene una corriente de arranque:

3) Si el deslizamiento a plena carga es del 4 por 100, calcular a) corriente absorbida, b) potencia mecánica desarrollada, c) par electromagnético, d) potencia activa absorbida de la red, e) rendimiento en estas condiciones. a) Corriente absorbida: Cuando el deslizamiento es del 4 por 100, la impedancia equivalente total será:

Que corresponde a una corriente de plena carga:

b) La potencia mecánica desarrollada será, según [58]:

c) Par electromagnético La velocidad de sincronismo vale:

De donde se deduce la velocidad del rotor de acuerdo con [65]: Y teniendo en cuenta [66] resulta un par:

d) La potencia eléctrica absorbida de la red será, según [51]:

e) Rendimiento

4) Velocidad (en régimen motor) a la cual se obtiene el par máximo y valor del par máximo correspondiente. El deslizamiento para par máximo viene expresado en [71], que al sustituir valores nos da:

Que corresponde a una velocidad, según [65]:

Y de acuerdo con [72] corresponde a un par máximo:

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Ejemplo 6 La máquina del problema anterior, conectada a la misma red, se hace girar por un motor primario auxiliar a una velocidad de 615 r.p.m. Tomando la tensión simple de la red como referencia de fases (por ejemplo, para la fase R), calcular: 1) Expresión fasorial de la corriente absorbida por la máquina y corriente entregada por la misma. 2) Potencia mecánica absorbida del motor primario 3) Potencias activas y reactivas suministradas a la red 4) ¿Cuál es el rendimiento del generador? 1) Expresión fasorial de la corriente absorbida por la máquina y corriente entregada por la misma El deslizamiento según [65] es:

Por consiguiente, la impedancia equivalente de la máquina será:

Que da lugar a una corriente absorbida:

Que corresponde a una corriente generada igual y de sentido contrario:

2) Potencia mecánica absorbida del motor primario La potencia mecánica desarrollada por la máquina es, según [58]:

Es decir, la máquina asíncrona recibe 4.576,8 W de potencia mecánica del motor primario. 3) Potencias activas y reactivas suministradas a la red La potencia eléctrica activa entregada a la red se obtendrá aplicando [51] pero utilizando la corriente generada:

Y de modo análogo la potencia reactiva suministrada a la red será:

Que es de tipo capacitivo. O recíprocamente, la red deberá entregar una potencia reactiva inductiva al generador asíncrono de 907,2 VAR. Ambas potencias se podrían haber obtenido simultáneamente empleando el concepto de potencia compleja utilizado en los circuitos eléctricos, es decir:

4) ¿Cuál es el rendimiento del generador? El rendimiento del generador se entenderá ahora como cociente entre la potencia eléctrica que representa la salida y potencia mecánica que representa la entrada. Teniendo en cuenta los resultados del problema resulta ser:

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Ejemplo 7 El motor del Ejemplo 5 está girando a plena carga con un deslizamiento del 4 por 100, es decir, a 576 r.p.m. De repente se cambian dos fases de la red. Calcular en ese instante: 1) Expresión fasorial de la corriente absorbida por la máquina, tomando como referencia la tensión simple de la red. 2) Potencia mecánica absorbida del motor primario. 3) Par desarrollado como freno. 4) potencia activa absorbida de la red. 1)

Expresión fasorial de la corriente absorbida por la máquina, tomando como referencia la tensión de la red.

En el momento de la conmutación, el deslizamiento de la máquina es, según [65]: Lo que da lugar a una impedancia compleja equivalente:

Por consiguiente la corriente absorbida será:

Que si se compara con el resultado del primer apartado del ejercicio 5 se deduce que es un valor similar a la corriente de arranque. 2) Potencia mecánica absorbida del motor primario [64].

Lo que significa que absorbe una potencia mecánica de 1.313,6 W. 3) Par desarrollado como freno [66].

Es decir, el motor produce un par electromagnético de 21,78 N.m en el sentido del nuevo campo giratorio, esto es, en oposición al giro que llevaba la máquina trabajando como motor. Como quiera que el par resistente que llevaba la máquina es, de acuerdo con el resultado 3c del ejemplo 5, de 99,38 N.m, que es superior al par motor producido en el momento de la inversión (21,78 N .m), la máquina, por consiguiente, acabará parándose. 4) Potencia activa absorbida de la red. La potencia eléctrica absorbida de la red será, según [51]:

La máquina trabajando como freno recibe potencia tanto por la red como por el eje, es decir, absorbe un potencia total:

Toda la potencia anterior se disipará en calor en los devanados de la máquina.

Que al sustituir valores nos da:

Que coincide con la anteriormente calculada, salvo errores de redondeo. [email protected]

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Ejemplo 8 Un motor de inducción trifásico de anillos rozantes tiene un estator conectado en estrella, de 4 polos. El motor funciona con una alimentación de 50 Hz y 380 V de tensión compuesta. Los parámetros del circuito equivalente son: R 1=0,5Ω; R’2=0,51 Ω; Xcc = 2,7 Ω. En el supuesto de despreciar la rama paralelo del circuito equivalente y suponiendo despreciables las pérdidas mecánicas, calcular: a) Par motor desarrollado para un deslizamiento del 4 por 100. b) Par de arranque. c) Velocidad para par máximo. d) Par máximo. e) Resistencia que debe conectarse por fase, en serie con el rotor para obtener el par máximo en el arranque. NOTA: La relación de espiras de primario a secundario es igual a 2 y los factores del devanado se consideran iguales a la unidad. a) Par motor desarrollado para un deslizamiento del 4 por 100. De acuerdo con la expresión general del par [70] se tiene:

La tensión aplicada por fase es igual a 220 V, y la velocidad de sincronismo es:

En consecuencia, el par resultante para un deslizamiento del 4 por 100 resulta ser:

b) Par de arranque. El par de arranque se obtiene haciendo s = 1, resultando:

c)

Velocidad para par máximo.

El deslizamiento para par máximo, de acuerdo con [71], es:

Teniendo en cuenta [70] corresponde a una velocidad:

d) Par máximo. Para encontrar la magnitud de par máximo, se llevará el valor de sm = 0,186 a la expresión general del par, resultando:

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e)

Resistencia que debe conectarse por fase, en serie con el rotor para obtener el par máximo en el arranque.

Para obtener el par máximo en el arranque es preciso que se cumpla:

Donde se ha denominado R’a2 la resistencia adicional conectada por fase al circuito del rotor. Al operar se obtiene: Para calcular la resistencia adicional real debe tenerse en cuenta que: Al ser los factores de devanado iguales y tener la máquina igual número de fases en primario y secundario, se cumplirá:

En consecuencia:

Ejemplo 9 En un motor asincrónico trifásico el par de arranque es igual al nominal o de plena carga, y se sabe también que el par máximo es doble que el nominal. Calcular: 1) Deslizamiento para par máximo. 2) Deslizamiento a plena carga. 3) Cociente corriente de arranque/corriente de plena carga. NOTA: Despreciar la impedancia del estator y la rama paralela del circuito equivalente. 1)

Deslizamiento para par máximo.

Si se desprecia la impedancia del estator, la ecuación [84] relaciona cualquier par producido a un determinado deslizamiento s, respecto al par máximo, es decir:

Así se tiene para el par nominal:

Y para el par de arranque (s = 1) resultará:

Ya que Ma es, según el enunciado, igual a Mn. De esta última ecuación se obtiene:

Que conduce a los valores: sm = 3,73; sm = 0,268 La primera solución, aparte de representar un deslizamiento en la zona de trabajo como freno, daría lugar a una resistencia del rotor excesivamente elevada, lo que conduciría a un rendimiento bajo (motor mal proyectado). Tiene sentido la otra solución: sm = 0,268.

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2) Deslizamiento a plena carga. Sustituyendo el resultado anterior en la ecuación a) resulta:

Que da lugar a los siguientes resultados: s = 1; s = 0,072 Será válida la segunda solución, que da un deslizamiento más reducido. El otro valor correspondería a la situación anulada anteriormente, con una resistencia del rotor anormalmente alta. 3) Cociente corriente de arranque/corriente de plena carga. La ecuación [69] nos da el módulo de la corriente absorbida por el motor (I1=I’2) y teniendo en cuenta que se desprecia la impedancia del estator se puede escribir:

Además según [71] el deslizamiento para par máximo, si se desprecia la impedancia del estator, es igual a:

Reemplazando en la expresión de la corriente, da lugar a:

Que corresponde a las corrientes de arranque y de plena carga:

El cociente de intensidades es:

Donde se ha tenido en cuenta que según el apartado 1 el valor de sm = 0,268. Ejemplo 10 Un MAT con rotor en jaula de ardilla de 220/380 V, 6 polos, 50 Hz: se conecta correctamente a una red trifásica de 220 V, 50 Hz y está protegido con un relé térmico calibrado a 110 A. La corriente de línea a plena carga es de 100 A y se observa que en el arranque La corriente absorbida es 6 veces la de plena carga, desarrollando un par que es 1,8 veces el nominal. La resistencia por fase del estator R1 es igual a la reducida del rotor R’2. Se suponen despreciables las pérdidas mecánicas y la corriente de vacio (quiere decir que no hace falta considerar la rama paralelo del circuito equivalente del motor). Se pide: 1) Conexión del estator del motor. 2) Velocidad del rotor a plena carga y valores de los parámetros: R 1, R’2 y Xcc del circuito equivalente del motor. 3) Potencia, par y rendimiento del motor a plena carga. 4) Estando el motor girando en condiciones nominales o asignadas, se produce de repente una caída de tensión en la red de un 15 por 100. ¿Cuál será la nueva velocidad que adquirirá el motor y la corriente absorbida de la red, si el par de carga es constante? ¿Disparará el relé térmico? 1)

Conexión del estator del motor.

l. De acuerdo con la placa de características, el motor es de 220/380 V; corno la tensión de la red es de 220 V, el motor se deberá conectar en triángulo. [email protected]

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2)

Velocidad del rotor a plena carga y valores de los parámetros: R1, R’2 y Xcc del circuito equivalente del motor.

De acuerdo con el circuito equivalente aproximado del motor, los módulos de las corrientes de fase del motor a plena carga y en el arranque cumplirán las ecuaciones:

Según [68], el valor del par es:

De este modo, y de acuerdo con el enunciado, el cociente del par de arranque asignado o nominal será:

La velocidad de sincronismo es:

Entonces la velocidad del motor a plena carga, de acuerdo con [65], será:

Llevando el valor de s = 0,05 a las ecuaciones (a) y teniendo en cuenta que según el enunciado se cumple R 1 = R’2 se obtienen dos ecuaciones con dos incógnitas, que dan lugar a los siguientes valores: R1 = R’2 = 0,18 Ω ; Xcc = 0,523 Ω 3) Potencia, par y rendimiento del motor a plena carga. La potencia desarrollada por el motor a plena carga (

) según [58] es:

Y el par nominal de acuerdo con [64], teniendo en cuenta que n = 950 r.p.m., será:

Las pérdidas en la máquina son únicamente las del cobre:

El rendimiento del motor será:

4) Estando el motor girando en condiciones nominales o asignadas, se produce de repente una caída de tensión en la red de un 15 por 100. ¿Cuál será la nueva velocidad que adquirirá el motor y la corriente absorbida de la red, si el par de carga es constante? ¿Disparará el relé térmico? La nueva tensión de la red será: 220 – 0,15. 220 = 187 V, y teniendo en cuenta la ecuación general del par [70] se podrá escribir: [email protected]

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Que da lugar a la ecuación de segundo grado: 0,306 s2 — 0,46 s + 0,0324 = 0 Cuyas soluciones son: s1 = 0,0735; s2 = 1,43. La solución válida es la primera, porque la otra corresponde a la zona de trabajo como freno. De acuerdo con [65] la velocidad a la que girará el rotor será:

Con el deslizamiento s1= 0,0735, se calcula el módulo de la corriente por fase que absorbe el motor, teniendo en cuenta el circuito equivalente o bien directamente aplicando [69]:

Que corresponde a una corriente de fase y por estar el motor conectado en triángulo:

Que al ser superior a 110 A, hará disparar el relé térmico.

1.10.6. DIAGRAMA CIRCULAR Las características de funcionamiento y otras propiedades del motor asíncrono se pueden obtener construyendo el lugar geométrico de las corrientes del estator. Como se demostrará más adelante la figura resultante es un círculo y para su determinación completa es necesario realizar los dos ensayos clásicos: vacío o rotor libre y cortocircuito o rotor bloqueado. El diagrama circular permite de una forma gráfica analizar el comportamiento de las máquinas asíncronas de una manera muy simple, ya que no se necesita realizar ningún cálculo analítico. Para el estudio del diagrama circular se partirá del circuito equivalente aproximado de la máquina asincrónica, al cual se aplicará la teoría de la inversión matemática. Debe recordarse que dos figuras son inversas respecto de un punto, denominado centro de inversión o polo, cuando sus puntos homólogos están alineados con ese centro, y el producto de las distancias del polo a cada par de puntos homólogos es una constante denominada potencia de inversión y cuyo valor se acostumbra tomar igual a 1. Se puede demostrar fácilmente que la figura inversa de una recta que no pase por el centro de inversión es una circunferencia que pasa por el polo, y cuyo centro se halla sobre la perpendicular a la recta trazada por el centro de la inversión.

DEDUCCIÓN DEL DIAGRAMA CIRCULAR Considérese el circuito equivalente aproximado de la máquina asíncrona indicada en la Figura 32. La impedancia de la rama serie es igual a:

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Denominando:

a la admitancia correspondiente, se cumplirá:

Si Y0 es la admitancia de la rama de vacío, resultará una corriente primaria I 1 igual a:

Para construir el lugar geométrico de I1 debe conocerse previamente el de l0 e I’2. El vector que representa l0 tiene una orientación completamente definida debido a la constancia de V1 e Y0; sin embargo, el vector I’2 es variable en magnitud y sentido, ya que depende de Ys que a su vez varía con el deslizamiento de la máquina. Para deducir el diagrama circular se debe comenzar representando el lugar geométrico de Zs para los diferentes valores de s, tomando seguidamente su figura inversa para determinar Ys y con ello I’2; al aplicar entonces la igualdad [95] podrá obtenerse la forma de variación de I1. Para representar Zs se han tomado en la Figura 33 las resistencias en ordenadas y las reactancias en abscisas, de tal forma que al ir variando s, el vector Z s va recorriendo la recta MN paralela al eje de ordenadas, debido a que la reactancia X1+X’2 es una magnitud constante. Se han señalado en esta recta diversos puntos importantes que se obtienen al dar valores específicos al deslizamiento s, y así resulta:  PUNTO P’s: Se obtiene al hacer s = 0, resultando, de acuerdo con [93], una componente resistiva infinita; por ello este punto se encuentra en el infinito de la recta MN.  PUNTO P’cc: Se obtiene al hacer s = 1, resultando un valor de la resistencia igual a R1 +R´2.  PUNTO P’∞: Se obtiene al hacer s = ∞, lo que da lugar a una resistencia total R1 . En el punto geométrico P’ (0
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tencia total se ha hecho cero, lo que indica, de acuerdo con [93], que:

Para obtener la figura inversa que corresponde a la admitancia Ys habrá que trazar una circunferencia cuyo centro se encuentra sobre una recta perpendicular a MN que pase por el polo 0. Para determinar el diámetro de la circunferencia se observa que si T es el homólogo de T’, se debe cumplir:

Como la circunferencia debe pasar además por el polo, se podrá ya construir el lugar geométrico de Y s. En la Figura 33 se han representado los puntos homólogos de P’s, P’cc y P’∞ que estarán situados sobre la circunferencia y alineados con el polo. Se observa que al punto P’s situado en el infinito, le corresponde el punto P s situado en el centro de la inversión. Se han destacado las zonas que comportan un régimen de funcionamiento específico de la máquina como motor, generador y freno, que corresponde a deslizamientos: 0
Que corresponde al vector O1 Pcc (no dibujado en la Fig. 34) y cuyo ángulo con V1 es el ϕcc. Conociendo los puntos Ps y Pcc y la recta donde debe situarse el centro de la circunferencia, puede ya construirse ésta fácilmente. En la Figura 34 se indica el método, que consiste en trazar la mediatriz del vector I 2cc hasta cortar en W a la horizontal que pasa por Ps; el punto W determina el centro del Círculo. En el diagrama de la Figura 34 se ve que para un punto genérico de funcionamiento, tal como el P, la ordenada correspondiente a PD = I1 cos ϕ1 representa la componente activa de la corriente absorbida por la máquina; si se multiplican las ordenadas por m1 V1 siendo V1 la tensión simple de la red, se obtiene la potencia activa absorbida de la red:

En consecuencia, la distancia entre los puntos del círculo y el eje horizontal que pasa por el origen O 1 dan a una cierta escala la potencia absorbida por la máquina. Los puntos situados por encima del eje horizontal corresponden a potencias positivas, es decir, absorbidas por la máquina (motor y freno), mientras que los puntos situados en la parte inferior corresponden a potencias cedidas a la red (generador):

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Lo que indica que el punto B’ divide al segmento Pcc C’ en partes proporcionales a R1 y R’2, o que el punto B divide al segmento AC en idéntica forma. En el caso del punto Pcc, se tiene una corriente de cortocircuito I2cc; como en esta situación la máquina no produce energía mecánica, toda la energía absorbida se disipa en forma de calor en los arrollamientos. Las pérdidas en el cobre vendrán expresadas como:

De acuerdo con [100] se podrá poner:

De forma análoga, para el punto de trabajo P, que corresponde a una corriente I’2, resultará:

Las pérdidas en el hierro se obtienen fácilmente, teniendo en cuenta en la Figura 34:

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Para calcular la potencia mecánica interna desarrollada por el motor habrá que deducir de la potencia absorbida, representada por el segmento PD (Expresión [99]), la potencia perdida en el hierro: segmento CD, y las disipadas por efecto Joule, segmentos AB y BC. En consecuencia, la potencia mecánica interna desarrollada por la máquina vendrá expresada por el segmento: Es decir: Por lo tanto, las distancias de los puntos del círculo a la línea P s Pcc indican la potencia mecánica interna desarrollada por la máquina. Por ello a la recta Ps Pcc se la conoce con el nombre de línea de potencias. El rendimiento de la máquina, trabajando como motor, si se prescinde de las pérdidas mecánicas, viene expresado por el cociente:

La potencia que llega al rotor Pa es la suma de la potencia mecánica interna más las pérdidas en el cobre de ese devanado, resultando, de acuerdo con [105] y [108]:

En consecuencia, la distancia vertical entre los puntos de la circunferencia y la recta P s P∞ expresa la potencia que llega al rotor. El par, de acuerdo con la expresión [67] es de la forma:

La magnitud PB indicará a una cierta escala el par electromagnético producido por la máquina. Como el denominador de [111] es la velocidad de sincronismo, indica que P a es una medida del par, la que da origen a la unidad watt sincrónico. Como las distancias a la línea P s P∞ determinan el valor del par, se conoce a esta recta con el nombre de línea de pares. Por ejemplo, el par de arranque (s = 1) vendrá expresado por la distancia Pcc B’, medido a la escala adecuada. El diagrama circular permite determinar también cómodamente el deslizamiento de la máquina; de acuerdo con [62] se cumple:

Que permite conocer el deslizamiento para el punto de trabajo P. Para calcular el valor de la potencia máxima desarrollada en el árbol de la máquina y el par máximo deberán obtenerse los puntos de la circunferencia que distan más de las líneas de potencias y de pares, respectivamente; para ello se trazarán las perpendiculares a las rectas anteriores desde el punto W, centro del círculo. En la Figura 34 se muestra esta construcción geométrica, que da lugar a los puntos de trabajo L y M.

ELECCIÓN DE ESCALAS EN EL DIAGRAMA DEL CÍRCULO El diagrama del círculo permite determinar diferentes magnitudes de la máquina: corrientes, potencias, pares, etc.; es preciso para ello asignar diferentes escalas de medida para poder expresar cualquier segmento, en la unidad que le corresponda. Eligiendo una determinada escala para las intensidades, se podrán obtener las de las demás magnitudes de acuerdo con la siguiente distribución: Intensidades: 1 Amper = lA milímetros; es decir: 1 mm = 1/ lA Amperes. [email protected]

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Potencias:

Pares:

Que expresado en kgm (1 kgm = 9,8 Nm) resulta:

Por tanto:

A partir de los ensayos de vacío y cortocircuito y de acuerdo con estas escalas se podrá construir el diagrama circular, del cual se deducirán las diferentes propiedades características de las máquinas asíncronas.

1.10.7. VARIACIÓN DE VELOCIDAD Hasta el advenimiento de los accionamientos de estado sólido, los motores de inducción, en general, no fueron máquinas buenas para las aplicaciones en donde se requería un considerable control de la velocidad. El límite de funcionamiento normal de un motor de inducción típico (de diseños clases A, B Y C) se limita a menos del 5% de deslizamiento y la variación de la velocidad sobre tal límite es más o menos directamente proporcional a la carga sobre el eje del motor. Aun en el caso de que el deslizamiento pudiera hacerse mayor, la eficiencia del motor sería muy deficiente, puesto que las pérdidas en el cobre del rotor son directamente proporcionales al deslizamiento en el motor. Hay solamente dos técnicas por medio de las cuales puede controlarse la velocidad de un motor de inducción. Una, es variar la velocidad sincrónica, que es la velocidad de los campos magnéticos del estator y del rotor, puesto que la velocidad del rotor siempre permanece cercana a ns. La otra técnica es variar el deslizamiento del motor para una carga determinada. La velocidad sincrónica de un motor de inducción se obtiene por medio de:

Por lo cual las únicas formas en que se puede variar la velocidad sincrónica de una máquina, son: (1) Cambiando la frecuencia eléctrica y (2) cambiando el número de polos de la máquina. El control del deslizamiento puede lograrse variando, bien la resistencia del rotar, bien la tensión de los bornes del motor.

CONTROL DE LA VELOCIDAD POR MEDIO DEL CAMBIO DE POLOS Hay tres formas principales para cambiar el número de polos de un motor de inducción:  El método de los polos consecuentes  Estatores con arrollamientos múltiples  Modulación de la amplitud polar (PAM)

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El método de los polos consecuentes es bastante antiguo para el control de la velocidad; se desarrolló originalmente en 1897. Se basa en el hecho de que el número de polos de los arrollamientos del estator de un motor de inducción pueden cambiarse muy fácilmente por un factor de 2: 1, simplemente con cambios en la conexión de las bobinas. La figura 35 muestra un estator sencillo, de dos polos, de un motor de inducción, apropiado para el cambio de polos. Obsérvese que las bobinas individuales tienen un avance o paso corto (de 60° a 90°). La figura 36 muestra la fase a de estos arrollamientos por separado donde aparece el flujo de corriente de la fase de los arrollamientos del estator en una fracción de tiempo determinada, durante la operación normal. El campo magnético deja el estator en el grupo de la fase superior (polo norte) y entra al estator en el grupo de la fase inferior (polo sur). El arrollamiento está produciendo en esta forma dos polos magnéticos en el estator. Ahora, supóngase que la dirección del flujo de corriente en el grupo de la fase inferior del estator se invierte (véase figura 37). Entonces el campo magnético dejará el estator, tanto en el grupo de la fase superior como en el grupo de la inferior; cada una será un polo magnético norte. El flujo magnético de esta máquina debe regresar al estator por entre los dos grupos de fase, produciendo un par de polos sur magnéticos, consecuentes. Ahora el estator tiene cuatro polos magnéticos, el doble de los que tenía antes. El rotor de tal motor es de diseño de jaula de ardilla, y como este tipo de rotor tiene tantos polos inducidos en él como los que hay en el estator, puede adaptarse cuando a éste se le cambia el número de polos. Cuando el motor se reconecta, en una operación para cambiar de dos a cuatro polos, el máximo par motor resultante puede ser el mismo de antes (conexión de momento de torsión constante), puede ser la mitad de su valor anterior (conexión del momento de torsión, según la ley de los cuadrados, utilizada para ventiladores, etc.) o puede ser el doble de su valor anterior (conexión de potencia de salida constante), que depende de cómo se reordenen los arrollamientos del estator. La figuras 38 a 41 muestran las posibles conexiones del estator y su efecto sobre la curva de par-velocidad. La principal desventaja del método del polo consecuente para poder controlar la velocidad consiste en que la velocidad debe estar en relación de 2:1. El método tradicional para superar esta limitación fue emplear arrollamientos múltiples en el estator, con diferente número de polos y energizar solamente un juego a la vez. Por [email protected]

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ejemplo, un motor podría estar arrollado con un juego de cuatro o de seis polos y su velocidad sincrónica en un sistema de 60-Hz se podría cambiar de 1,800 a 1,200 rpm, simplemente mediante la entrega de potencia al otro juego de bobinas. Infortunadamente, los arrollamientos múltiples en el estator aumentan el costo del motor y por tanto solamente se usan cuando es absolutamente indispensable. Si se combina el método de los polos consecuentes con el de los arrollamientos múltiples en el estator, es posible construir un motor de inducción de cuatro velocidades. Por ejemplo, con arrollamientos de cuatro y seis polos independientes puede producirse un motor de 60Hz, con posibilidad de marchar a 600, 900, 1,200 Y 1,800 rpm. Con la técnica de modulación de amplitud polar (PAM) se logran múltiples juegos de polos en un estator de arrollamiento sencillo, en donde el número de polos resultante puede estar en relación diferente de 2:1. En la tabla se muestran diversas relaciones polares típicas, logradas con la técnica PAM. El cambio del número de polos en un arrollamiento se reduce a cosa tan sencilla como cambiar las conexiones en seis terminales, en la misma forma del método de los polos consecuentes. Los arrollamientos con modulación de amplitud polar se prefieren a los arrollamientos múltiples en los estatores, por haber logrado un motor de inducción con dos velocidades cercanas y porque solamente cuestan más o menos tres cuartas partes del precio de dos arrollamientos separados. La teoría de la modulación de la amplitud polar se puede resumir en forma sencilla. Cuando se combinan dos sinusoides de frecuencias diferentes (múltiplos entre sí) en un aparato llamado mezclador, la energía de salida resultante contiene componentes con frecuencias iguales a la suma y a la diferencia de las dos frecuencias de entrada originales. Así, si una señal de 100 kHz se multiplica (modula) por una señal de 1 kHz, las frecuencias de la corriente de salida del mezclador son 99 y 101 kHz. En la modulación de la amplitud polar, este mismo principio se aplica a la distribución espacial de las ondas de fuerza magnetomotriz en el estator de la máquina. Si el arrollamiento de una máquina que tiene normalmente P polos, se modula haciendo N cambios en las conexiones de los grupos fase de una fase determinada, entonces se producirán dos ondas de fuerza magnetomotriz en el arrollamiento del estator, una con P+N polos y la otra con P-N polos. Si una de estas formas de onda se puede preferir sobre la otra, entonces el motor tendrá ese número de polos en su estator y el mismo número de polos, naturalmente, se inducirá en el rotor de jaula de ardilla. Como ejemplo de este concepto, considérese un estator convencional de ocho polos. Los arrollamientos de este estator están modulados por una onda espacial trifásica de dos polos; esta onda se puede producir [email protected]

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invirtiendo las conexiones en la mitad de los grupos fases de una fase determinada, comparada con la otra mitad. En la figura 42 se muestran los campos magnéticos resultantes de cada fase, antes de la modulación y después de ella. Si se examina la figura 42, se puede observar el efecto de la modulación polar; ahora hay solamente seis polos magnéticos alrededor del estator y ellos son de tamaños variables. Cuando a este patrón se le hace el análisis de Fourier, puede dividirse en dos distribuciones sinusoidales, una de ellas un patrón de seis polos (diferencia) y la otra un patrón de 10 polos (suma). Cómo responda el motor con estos dos patrones de polo diferentes, estando ambos presentes al mismo tiempo, depende de la distribución y el encordado del arrollamiento del estator. (Véase figura 43). Debe tenerse en cuenta que el lugar a donde se han cambiado las conexiones del grupo fase se debe desplazar 120° en las fases b y c para modular espacialmente todo el arrollamiento del estator trifásico. El siguiente estudio es un desarrollo matemático simplificado de la modulación de la amplitud polar: la onda de la fuerza magnetomotriz producida por un arrollamiento convencional de P polos, en función de tiempo y posición, puede expresarse así:

Si Q es el número final de polos deseados en la máquina, entonces P-Q es la diferencia entre el número original de polos y el número de polos deseado. Ahora, modúlese la onda espacial original, invirtiendo las conexiones en P-Q puntos, espaciados uniformemente en cada fase. La onda de fuerza magnetomotriz resultante es:

Por identidad trigonométrica: sen α. sen β = ½ cos (α – β) — ½ cos (α + β)

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De tal modo que la expresión de la fuerza magnetomotriz, se reduce a:

Como cos α = cos (-α) esta fuerza magnetomotriz puede expresarse:

Obsérvese que hay dos distribuciones espaciales diferentes de polos presentes en la fuerza magnetomotriz resultante. Si Q es el número deseado de polos en el motor, entonces algo se debe hacer para rechazar la otra distribución. Este rechazo se logra mediante una selección apropiada de la distribución y del encordado de los arrollamientos. Este análisis es solamente aproximado, puesto que prevé que la onda espacial es sinusoidal cuando de hecho es una onda cuadrada. El efecto de la modulación de la onda cuadrada introduce más armónicos en la distribución de la fuerza magnetomotriz la cual puede reducirse por medio de una apropiada selección del encordado del arrollamiento.

CONTROL

DE LA VELOCIDAD POR MEDIO DEL

CAMBIO EN LA FRECUENCIA DE LA LÍNEA

Si la frecuencia eléctrica aplicada al estator de un motor de inducción se cambia, la velocidad de rotación de sus campos magnéticos ns cambiará en proporción directa al cambio de la frecuencia eléctrica; y el punto de vacío en la característica de la curva del momento de par-velocidad cambiará con él (véase figuras 44, 45 y 46). La velocidad sincrónica del motor en condiciones nominales se conoce como velocidad base. Usando el control de frecuencia variable, es posible ajustar la velocidad del motor ya por encima, ya por debajo de la velocidad base. Un accionamiento para motor de inducción con frecuencia variable, diseñado apropiadamente, puede ser muy flexible. Puede controlar la velocidad de un motor de inducción en una franja que va desde un 5% hasta cerca del doble de la velocidad base. Sin embargo, es importante mantener ciertos límites de voltaje y momento de torsión en el motor, mientras haya variación en la frecuencia, para garantizar una operación segura. Cuando se opere a velocidades por debajo de la velocidad base del motor, es necesario reducir la tensión aplicada al estator en los bornes, para una operación apropiada. Esta tensión se debe disminuir linealmente, reduciendo la frecuencia del estator. Este proceso se denomina disminución de la capacidad normal. Si esto no se pone en práctica, el acero del núcleo del motor de inducción se saturará y se producirán corrientes de [email protected]

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netización excesivas, que circularán por la máquina. Para entender la necesidad de la disminución de la capacidad normal, recuérdese que un motor de inducción es básicamente un transformador giratorio. Como con cualquier transformador, el flujo en el núcleo de un motor de inducción puede hallarse por medio de la Ley de Faraday: Despejando el flujo φ, nos da:

Nótese que la frecuencia eléctrica ω aparece en el denominador de esta expresión. Por tanto, si la frecuencia aplicada al estator se disminuye en un 10%, mientras la magnitud del voltaje aplicado al estator permanece constante, el flujo en el núcleo del motor se incrementará en cerca de un 10% Y la corriente de magnetización del motor aumentará. En la zona no saturada de la curva de magnetización del motor, el aumento de la corriente de magnetización también será de cerca de un 10%. Sin embargo, en la zona saturada de la curva, un 10% de aumento en el flujo necesita un aumento mucho más grande de tal corriente. Los motores de inducción están diseñados normalmente para funcionar cerca del punto de saturación de sus curvas de magnetización, de donde el aumento en el flujo, debido a una disminución de la frecuencia, causará corrientes de magnetización excesivas que circularán por el motor. Este mismo problema se observa en los transformadores. Para evitar el exceso de corrientes de magnetización, se acostumbra a disminuir el voltaje utilizado por el estator en proporción a la disminución de frecuencia, cuando ésta cae por debajo de la frecuencia nominal del motor. Puesto que el voltaje utilizado v, aparece en el numerador de la ecuación 115 y la frecuencia ω aparece en el denominador de la ecuación, los dos efectos se contraponen entre sí y la corriente de magnetización no se afecta. Cuando el voltaje utilizado por un motor de inducción varía linealmente con la frecuencia por debajo de la velocidad base, el flujo en el motor permanecerá aproximadamente constante. Por consiguiente, el momento de torsión máximo que el motor puede suministrar permanece bastante alto. Sin embargo, la potencia nominal máxima del motor se debe disminuir lineal mente con disminución de frecuencia, para proteger el circuito del estator de recalentamiento. La potencia suministrada por un motor de inducción trifásico, se halla por medio de: Si el voltaje VL disminuye, entonces la máxima potencia P también debe disminuir o de lo contrario la corriente que fluye por el motor se vuelve excesiva y el motor se recalentará. La figura 44 muestra una familia de curvas de un motor de inducción, con características del momento de torsión-velocidad, para velocidades por debajo de la velocidad base, en el supuesto de que la magnitud del voltaje del estator varíe linealmente con la frecuencia. Cuando la frecuencia eléctrica que utiliza el motor sobrepasa su frecuencia nominal, el voltaje del estator mantiene constante su valor nominal. Aunque consideraciones de saturación permitirían que el voltaje se elevara por encima de este valor, en estas circunstancias, para el voltaje nominal sería muy limitada la protección que podría dar al aislamiento del arrollamiento [email protected]

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del motor. Cuanto más alta la frecuencia eléctrica sobre la velocidad base, más grande se volverá el denominador de la ecuación 115. Puesto que el término del numerador se mantiene constante por encima de la frecuencia nominal, tanto el flujo resultante como el momento de torsión máximo se disminuyen en la máquina. La figura 45, muestra una familia de curvas de un motor de inducción con características del par-velocidad, para velocidades por encima de la velocidad base, suponiendo que el voltaje del estator se mantenga constante. Si el voltaje del estator se varía lineal mente con la frecuencia por debajo de la velocidad base y se mantiene constante en su valor nominal por encima de la velocidad base; entonces la familia resultante con características de par-velocidad es corno se muestra en la figura 47. La velocidad nominal para el motor que se ve en las figuras 44,45 y 46 es de 1.800 rpm. En tiempos pasados, la desventaja principal del control de la frecuencia eléctrica como método para cambiar de velocidad era que se requería un generador dedicado o cambiador mecánico de frecuencia para hacerla funcionar. Este problema ha desaparecido con el advenimiento de los modernos accionamientos de estado sólido de frecuencia variable para motores de inducción. De hecho, el cambio de la frecuencia de línea con estos motores modernos ha resultado ser el método preferido para el control de la velocidad en los motores de inducción. Téngase en cuenta que éste método puede usarse con cualquier motor de inducción, a diferencia de la técnica del cambio de polo que necesita un motor con bobinados de estator especiales.

CONTROL DE VELOCIDAD POR MEDIO DEL CAMBIO DEL VOLTAJE DE LÍNEA

El par motor que desarrolla un motor de inducción es proporcional al cuadrado del voltaje aplicado. Si una carga tiene una característica par-velocidad, como la que se ilustra en la figura 47, entonces la velocidad del motor puede controlarse sobre una franja limitada, variando el voltaje de línea. Este método de control de velocidad se usa en algunas oportunidades en motores pequeños para impulsar ventiladores.

CONTROL DE VELOCIDAD POR MEDIO DEL CAMBIO DE LA RESISTENCIA DEL ROTOR

En los motores de inducción de rotor arrollamiento es posible cambiar la forma de la curva del par-velocidad, por medio de la inserción de resistencias adicionales en el circuito del rotor. Las curvas características par-velocidad resultantes se ilustran en la figura 48. Si la curva parvelocidad de la carga es como la que se ve en la figura, entonces, cambiando la resistencia del rotor, se cambia la velocidad de funcionamiento del motor. Sin embargo si se insertan resistencias adicionales en el circuito del rotor de un motor de inducción se reduce seriamente su eficiencia. Tal método de control de la velocidad se usa normalmente sólo por periodos cortos, por razón de este problema de eficiencia. [email protected]

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ACCIONAMIENTOS DE ESTADO SÓLIDO PARA EL MAT El método preferido hoy en día para el control de la velocidad en los motores de inducción es utilizar accionamientos de estado sólido de frecuencia variable. Un accionamiento típico de esta naturaleza se muestra en la figura 49. El accionamiento es muy flexible: su potencia de alimentación puede ser tanto monofásica como trifásica, de 50 ó de 60 Hz y de entre 208 y 400 V. La energía de salida es un conjunto de voltajes trifásicos cuya frecuencia se puede variar desde 0 hasta 120 Hz y su voltaje de 0 V hasta el voltaje nominal del motor. El voltaje de salida y el control de frecuencia se logran utilizando las técnicas de modulación por ancho de pulso (MAP).

INVERSORES (OSCILADORES) POR MODULACIÓN DE ANCHO DE PULSO (MAP) Modulación por ancho de pulso: es el proceso mediante el cual se modifica la amplitud de una secuencia de pulsaciones, en proporción directa a una señal de control pequeña; cuanto más grande sea el control de voltaje, más amplias serán las pulsaciones resultantes. Utilizando un sinusoide de la frecuencia deseada como control de voltaje para un circuito MAP, es posible producir una forma de onda cuyo voltaje promedio varía sinusoidalmente de manera conveniente para el manejo de motores de corriente alterna. Transistor bipolar de compuerta aislada (IGBT): es similar al transistor de potencia, excepto que se controla por la tensión de alimentación 1 una compuerta, a diferencia del transistor de potencia en donde la corriente fluye en la base. La impedancia de la compuerta de control es muy alta en el IGBT, de tal modo que a cantidad de corriente que fluye en la compuerta es sumamente pequeña. El dispositivo equivale, esencialmente, a la combinación de un transistor de efecto de campo con semiconductor de óxido metálico y un transistor de potencia. Puesto que el IGBT se controla por un voltaje de compuerta con muy poco flujo de corriente puede conmutar mucho más rápidamente de lo que un transistor de potencia convencional lo haría. Los IGBT, por consiguiente, se utilizan en aplicaciones de alta frecuencia y alta potencia.

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Conceptos básicos de modulación por ancho de pulso: se ilustran en la figura 50 y en la figura 50a se muestra un circuito inversor MAP monofásico que utiliza IGBT. Las condiciones de los IGBT1 a IGBT4 en este circuito están controladas por los dos comparadores que se ilustran en la figura 50b. Un comparador es un dispositivo que relaciona el voltaje de entrada vent (t) con una señal de referencia y enciende o apaga los transistores, dependiendo de los resultados del ensayo. El comparador A, coteja vent (t) con el voltaje de referencia vx (t) y controla los IGBT1, IGBT2 basándose en los resultados de la comparación. El comparador B, relaciona vent (t) con el voltaje de referencia vy (t) y controla los IGBT3, IGBT4, basándose también en los resultados de la comparación. Si vent (t) es mayor que vx (t) en algún tiempo dado t, entonces el comparador A encenderá IGBTI y apagará IGBT2. Si no, apagará IGBTI y encenderá IGBT2. De manera similar, si vent (t) es mayor que vy (t) en algún tiempo dado t, entonces el comparador B apagará IGBT3 y encenderá IGBT4. En otro caso, encenderá IGBT3 y apagará IGBT4. Los voltajes de referencia vx (t) y vy (t) se muestran en la figura 51. Analizando lo que sucede cuando primero se le aplican diferentes voltajes de control y suponiendo que el voltaje de control es 0V y luego, que los voltajes vu (t) y vv (t) son idénticos y que el voltaje de carga por fuera del circuito vcarga (t) es cero (véase la figura 52) y suponiendo luego que se aplica al circuito un voltaje de control positivo constante, igual a la mitad del voltaje de referencia pico, resultará que el voltaje de salida es la resultante es una sucesión de pulsaciones con un 50% de ciclo de rendimiento, como se ve en la figura 53. Si finalmente, se aplica al circuito un voltaje de control sinusoidal, como se ilustra en la figura 54, la amplitud de la sucesión de pulsaciones resultante varía sinusoidalmente con el voltaje de control. El resultado es una forma de onda de salida de alta potencia, cuyo voltaje promedio sobre cualquier región pequeña será directamente proporcional al voltaje promedio de la señal de control en dicha región. La frecuencia fundamental de la forma de onda de [email protected]

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salida es la misma que la frecuencia del voltaje de control de alimentación. Por supuesto, existen componentes armónicos en el voltaje de salida, pero no son preocupantes, generalmente, en las aplicaciones de control de motores. Los componentes armónicos pueden causar un calentamiento adicional en el motor impulsado por el inversor (oscilador), pero este calentamiento se puede obviar bien obteniendo un motor especialmente diseñado o bien reduciendo la capacidad normal de un motor ordinario y operándolo a menor potencia que la nominal. Un oscilador MAP trifásico completo constaría de tres de los inversores monofásicos descritos anteriormente, con voltajes de control que se componen de sinusoides desplazados 120° entre fases. El control de frecuencia en un inversor de esta naturaleza se logra cambiando la frecuencia del voltaje de control de alimentación. Un inversor MAP cambia varias veces de condición durante un ciclo único del voltaje de salida resultante. En los voltajes de referencia, se usan frecuencias del orden de los 12 kHz puesto que los componentes deben cambiar su condición hasta 24,000 veces por segundo. Los inversores MAP necesitan componentes de alta frecuencia de alta potencia, tales como los tiristores GTO, IGBT, o transistores de potencia para un funcionamiento apropiado. La alimentación del voltaje de control al circuito comparador se lleva a cabo digitalmente por medio de un microcomputador montado en un tablero de control, dentro del controlador de motor del MAP. El voltaje de control (y por consiguiente, la salida de pulsación amplia) puede gobernarse con el microcomputador, en una forma más sofisticada que la descrita aquí. Por medio del microcomputador es posible variar el voltaje de control para lograr las diferentes frecuencias y niveles de voltaje que se deseen. Por ejemplo, el microcomputador puede ejecutar varias rampas de aceleración y desaceleración, límites de corriente y curvas de frecuencia cotejadas con las de voltaje, cambiando simplemente las opciones del programa de computador. [email protected]

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ACCIONAMIENTO MAP Tanto la frecuencia de salida como el voltaje de salida pueden controlarse independientemente por medio de la modulación por ancho de pulso. La figura 55 ilustra la manera como el accionamiento (MAP) puede controlar la frecuencia de salida mientras mantiene un nivel de voltaje efectivo constante, en tanto que la figura 56 ilustra la forma como el accionamiento MAP puede controlar el nivel de voltaje efectivo, mientras mantiene constante la frecuencia. Las formas de onda producidas en la figura 55 son en realidad formas de onda simplificadas. El accionamiento del motor de inducción tiene una frecuencia portadora mucho más alta que la que se muestra en la figura. A menudo es deseable variar la frecuencia de salida y el voltaje efectivo de salida, ambos en forma lineal. La figura 57 muestra ondas típicas del voltaje de salida de una fase del accionamiento, para la situación en que la frecuencia y el voltaje han variado simultáneamente en forma lineal. La figura 57a muestra el voltaje de salida ajustado a una frecuencia de 60 Hz y un voltaje efectivo de 120V. La figura 57b muestra la salida ajustada a una frecuencia de 30 Hz y un voltaje de 60 V, y la figura 57c, muestra la salida ajustada a una frecuencia de 20 Hz y un voltaje efectivo de 40 V. Obsérvese que el máximo voltaje producido por el accionamiento permanece igual en los tres casos; el nivel de voltaje efectivo se controla por la fracción de tiempo en que el voltaje se activa y la frecuencia, por la velocidad a la cual la polaridad de las pulsaciones se conmuta de positivo a negativo y viceversa.

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El accionamiento típico para el motor de inducción, que se ve en la figura 49 tiene muchas características incorporadas, que contribuyen a su adaptabilidad y facilidad de uso. Ajuste de frecuencia (velocidad): La frecuencia de salida del accionamiento puede controlarse manualmente desde un control montado sobre el gabinete de dicho mecanismo o puede controlarse a distancia, por medio de una señal externa de voltaje o de corriente. La capacidad para ajustar la frecuencia del accionamiento, en respuesta a alguna señal externa, es muy importante, puesto que permite a un computador externo o a un controlador de proceso, regular la velocidad del motor, de acuerdo con las necesidades de la planta en que se instale. Selección de patrones de voltaje y de frecuencia: Los tipos de cargas mecánicas que se le podrían acoplar a un motor de inducción varían significativamente. Algunas cargas, tales como los ventiladores, necesitan muy escaso momento de torsión durante el arranque (o marcha lenta) y tienen momentos de torsión que se incrementan proporcionalmente al cuadrado de la velocidad. Otras cargas podrían ser más difíciles de arrancar, porque necesitan más que el momento de torsión nominal de plena carga del motor sólo para poner la carga en movimiento. Este accionamiento propulsor proporciona una variedad de patrones voltaje-versus-frecuencia, que pueden seleccionarse para hacer coincidir el momento de torsión del motor de inducción con el momento de torsión requerido por su carga. En la figuras 58 y 59 se muestran tres de estos patrones. La figura 58, muestra el patrón voltajeversus-frecuencia normalizado o de propósito general descrito en la sección previa. Este patrón cambia el voltaje de salida linealmente, con cambios en la frecuencia de salida para velocidades por debajo de la velocidad base y mantiene constante el voltaje de salida para velocidades por encima de la velocidad base. La pequeña zona de voltaje-constante a muy bajas frecuencias es necesaria para tener seguridad de que existirá algún momento de torsión de arranque a las velocidades más bajas. La figura 59 muestra las características resultantes par-velocidad, del motor de inducción para varias frecuencias de funcionamiento por debajo de la velocidad base. La figura 60, muestra el patrón voltaje-versus-frecuencia, que se usa para cargas con momentos de torsión de arranque altos. Este patrón también cambia el voltaje de salida linealmente, con cambios en la frecuencia de salida, para velocidades por debajo de la velocidad base, pero tiene una pendiente menor para frecuencias por debajo de 30 Hz. Para cualquier frecuencia determinada por debajo de 30 Hz, el voltaje de salida será más alto de lo que era con el patrón anterior. Este voltaje más alto, producirá [email protected]

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un momento de torsión más alto, pero al costo de aumentar la saturación magnética y de causar mayores corrientes de magnetización. Estos dos problemas son a menudo aceptables, por los cortos períodos de tiempo necesarios para arrancar cargas pesadas. La figura 61, muestra las características par-velocidad del motor de inducción, para varias frecuencias de funcionamiento, por debajo de la velocidad base. Obsérvese el incremento del par disponible a bajas frecuencias, en comparación con la figura 59. La figura 62, muestra el patrón voltaje-versus-frecuencia, usado para cargas con pares de arranque bajos (llamadas cargas de

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arranque suave). Este patrón cambia el voltaje de salida parabólicamente con cambios en la frecuencia de salida para velocidades por debajo de la velocidad base. Para cualquier frecuencia determinada por debajo de 60 Hz, el voltaje de salida será más bajo de lo que fue con el patrón normalizado. Este menor voltaje producirá un par más bajo proporcionando un arranque suave, lento, para cargas de par bajo. La figura 63, muestra las características par-velocidad del motor de inducción para varias frecuencias de funcionamiento por debajo de la velocidad base. Obsérvese la disminución en el momento de torsión disponible a bajas frecuencias en comparación con la figura 59. Rampas de aceleración y desaceleración ajustables independientemente: Cuando la velocidad de funcionamiento del motor se cambia, el accionamiento que la controla cambiará de frecuencia para traer el motor a la nueva velocidad de funcionamiento. Si el cambio de velocidad es repentino (como por ejemplo, un salto instantáneo de 900 a 1,200 rpm), el mecanismo de control no trata de hacer que instantáneamente el motor salte de la antigua velocidad deseada a la nueva. En cambio, la velocidad de aceleración o desaceleración del motor llega un nivel seguro lo cual se logra por circuitos especiales incorporados dentro de la electrónica del mecanismo de control. Estas velocidades se pueden graduar independientemente, bien para aceleración o bien para desaceleración. Protección del motor: El accionamiento del motor de inducción tiene en su interior una variedad de características diseñadas para proteger el motor que se le acople. Este accionamiento puede detectar corrientes excesivas de condición estable (condición de sobrecarga), corrientes instantáneas excesivas, condiciones de sobre voltaje o bajo voltaje. En cualquiera de los casos anteriores, el motor se apagará.

BIBLIOGRAFIA CONSULTADA: • • • • • • • • • •

MÁQUINAS ELÉCTRICAS: M. KOSTENKO Y L. PIOTROVSKY. MONTANER Y SIMON. BARCELONA ACCIONAMIENTOS ELECTRICOS. CHILIKIN. TRADUCCIÓN DE JOSE PUIG TORRES. EDITORIAL MIR. MOSCÚ. ARRANQUE INDUSTRIAL DE MOTORES ASINCRONOS. JOSÉ MARÍA AZCÁRRAGA. EVE. MC. GRAW HILL CÁLCULO INDUSTRIAL DE MÁQUINAS ELÉCTRICAS: JUAN CORRALES MARTIN. MARCOMBO BOIXAREU EDITORES. BARCELONA ENCICLOPEDIA CEAC DE ELECTRICIDAD. EDICIONES CEAC. BARCELONA. INDUSTRIAL POWER ENGINEERING AND APLICATION HANDBOOK. K.C. AGRAVAL. NEWNES EDITORES. MÁQUINAS ELÉCTRICAS. JESÚS FRAILE MORA. EDITORIAL MC GRAW HILL. MÁQUINAS ELÉCTRICAS. STEPHEN J. CHAPMAN. EDITORIAL MC GRAW HILL. SISTEMA INDUSTRIALES DE REGULACIÓN ELÉCTRICA. CH.SISKIND. EDITORIAL LABOR PUBLICACIONES TÉCNICAS DE LAS EMPRESAS SCHNEIDER ELECTRIC, SIEMENS Y AEG.

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ACCIONAMIENTOS ELÉCTRICOS 1. MOTOR ASINCRÓNICO TRIFÁSICO

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