inducor ingenieria _ maquinas electricas - capitulo 3

8/17/2019 Inducor Ingenieria _ Maquinas Electricas - Capitulo 3

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CALCULO Y DISEÑO DE MAQUINAS ELECTRICAS

CAPITULO 3 - EL ALTERNADOR DE POLOS SALIENTES

3.1 DEFINICIONEl alternador es una máquina sincrónica que funciona como generador, en el se inducen fuerzas electromotrices de frecuencia proporcional a la velocidad,

obteniéndose tensiones y corrientes alternas.

Concretamos ahora nuestro estudio sobre el alternador, aunque muchos conceptos que examinamos serán aplicables también a los motores de corriente

alterna en general tanto sincrónicos como asincrónicos.

as condiciones normales de servicio ya han sido examinadas en el cap!tulo dedicado a las máquinas rotantes, y a continuación agregaremos algunos

comentarios particulares que corresponden espec!ficamente al alternador.

Es importante destacar que en las notas que siguen se incluyen recomendaciones de las normas que son válidas "como ellas mismas dicen# salvo que se

especifique lo contrario.

$%n as! es conveniente evitar especificaciones particulares que se apartan de las normas en forma tal que conducen a proyectos especiales, no necesariamente

mas confiables, siendo preferible en general adquirir máquinas normalizadas y cuando se presentan condiciones que se apartan de las normas utilizarlas con

prestaciones reducidas para tener en cuenta la situación.

3.2 CARACTERISTICAS NOMINALES

3.2.1 Potencia noina!

&ara un generador sincrónico es la potencia eléctrica aparente expresada en '$, complementada con el factor de potencia.

CONTACTOHOMEMAPA DEL SITIOFAQ

E(&)E*$ +'*- */)0(E/-* +'*- *E)'C-* C$/$-1-* C$&$C/$C- 0/$/ E'E/-*

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Es válido el criterio de las normas que fi2an el factor de potencia para los generadores sincrónicos sobreexcitados en 3.4, lógicamente es importante cuando se

especifica la máquina asegurarse de que en funcionamiento normal esta situación es representativa.

3.2.2 Ten"i#n $ %&ec'encia noina!e"

*on respectivamente la tensión y frecuencia normales en los bornes de l!nea de la máquina.

os alternadores deben poder suministrar su potencia aparente "5'$# en bornes, con el factor de potencia nominal cuando el mismo puede ser controlado

separadamente, para distintos valores de la tensión y frecuencia que pueden apartarse de sus valores nominales seg%n muestra la Fi('&a 12).

Cuando las máquinas funcionan dentro de la zona sombreada deberán ser capaces de entregar en forma permanente, su potencia nominal, pero sin respetar

algunas de las restantes garant!as "que son aplicables a tensión y frecuencia nominales#.

Cuando las máquinas funcionan sobre el l!mite de la zona sombreada se puede aceptar un incremento de 63 grados C7 en los l!mites de sobreelevación detemperatura que las normas fi2an para condiciones normales.

Cuando las máquinas funcionan dentro de la zona delimitada por la l!nea punteada "y fuera de la zona sombreada#, deben ser capaces de entregar la potencia

nominal, pero generalmente presentarán una sobreelevación de temperatura muy superior a los l!mites que fi2an las normas.

En consecuencia no es conveniente un funcionamiento prolongado fuera de la zona sombreada indicada en la figura, y si esta condición de operación se

presenta frecuentemente, será conveniente reducir la carga de la máquina "o al momento de especificarla incrementar su potencia nominal# a fin de que

traba2ando aliviada desde el punto de vista de los efectos térmicos no se vea afectada su vida %til.

*i una máquina está dise8ada para funcionar a más de un valor de tensión nominal, o bien si la tensión nominal puede variar dentro de un cierto rango, losl!mites de sobreelevación de temperatura establecidos por las normas, se deberán aplicar para todos los valores de tensión.


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os alternadores accionados mediante turbinas hidráulicas "como también las máquinas auxiliares de cualquier tipo que se encuentran en el mismo e2e# deben

soportar la velocidad de embalamiento del grupo, pero al menos 6.? veces la velocidad nominal.

El ensayo de sobrevelocidad se lo considera satisfactorio si, al final del mismo, no se observa ninguna deformación permanente anormal ni otros signos de falla

que impidan a la máquina su funcionamiento normal y además si los arrollamientos rotóricos satisfacen después de esta prueba los ensayos dieléctricos.

3.1> PERDIDAS

a determinación de las pérdidas totales se obtiene como suma de las siguientes pérdidas, que se garantizan por separado.

3.1>.1 P+&*i*a" con"tante"

a# &érdidas en el hierro "paquete magnético# y pérdidas adicionales en otras partes metálicas.

b# &érdidas por rozamiento "co2inetes y escobillas#. as pérdidas en los co2inetes comunes deben ser indicadas separadamente aunque los mismos se

suministren con la máquina.

c# &érdidas por ventilación que incluyen la potencia absorbida por los ventiladores, y eventualmente las máquinas auxiliares que forman parte integral de la

máquina.

3.1>.2 P+&*i*a" en ca&(a

a# &érdidas 2oule en los devanados del inducido.

b# &érdidas 2oule en los devanados de arranque o amortiguadores de las máquinas trifásicas. +ebe notarse que las pérdidas en los devanados amortiguadores

son particularmente significativas solamente en máquinas monofásicas.

as pérdidas Goule deben ser referidas a determinadas temperaturas seg%n sea la clase de aislación.

a temperatura de referencia de las pérdidas que las normas fi2an puede coincidir o no, con la temperatura que corresponde al l!mite de sobreelevación

"también de norma# de cada clase de aislamiento.

as temperaturas de referencia para las distintas clases de aislamiento son;

CLASE TEMPERATURA 0?C

$, E y H

I y J

.3 P+&*i*a" a*iciona!e" *e/i*a" a !a ca&(a

a# *on las pérdidas que se producen en carga tanto en el paquete magnético, como en otras partes metálicas de la máquina.

b# &érdidas por corrientes parásitas en los conductores de los devanados del inducido.

3.1>., P+&*i*a" en !o" ci&c'ito" *e ecitaci#n

a# &érdidas 2oule en los devanados y en los reóstatos de excitación.


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3.12.3.2 Ecitat&i e"t8tica co;'e"ta

Es aquella que recibe su potencia de la combinación de una fuente de corriente y una de tensión "dependiendo de las magnitudes en bornes de la máquina

sincrónica#.

a adición de los aportes puede ser realizada indistintamente por la fuente de corriente alterna o la de continua de los rectificadores, y puede efectuarse en

paralelo o en serie. os rectificadores pueden ser controlados o no dependiendo ello del dise8o adoptado.

3.13 TOLERANCIAS DE LAS CARACTERISTICAS NOMINALES

En la /abla =.= se indican las tolerancias fi2adas por las normas que corresponden para cada una de las magnitudes de las caracter!sticas nominales que son

ob2eto de garant!as por parte del fabricante y que se comprueban durante la recepción de la máquina.

TA9LA 3.3

MANITUD TOLERANCIA

Ren*iiento *ete&ina*o ;o& "'a *e ;+&*i*a"4

máquinas de potencia A a 93 5>

máquinas de potencia B a 93 5>

P+&*i*a" tota!e"4

máquinas de potencia B 93 5>

'alor de pico de la corriente de cortocircuito de un alternador en las

condiciones especificadas;

Corriente de cortocircuito permanente de un alternador para una

excitación especificada;

Moento *e ine&cia

69: de "6

rendimiento#

63: de "6

rendimiento#

63: de las pérdidas

totales

M =3: del valor

garantizado

M 69: del valor

garantizado

M 63: del valor

garantizado

1.1, IRREULARIDADES DE LA FORMA DE ONDA

3.1,.1 P&e"c&i;cione" *e en"a$o

Estas prescripciones se aplican solamente a máquinas sincrónicas de potencia igual o superior a =33 5> "o 5'$# destinadas a ser conectadas a sistemas que

funcionan a frecuencias nominales de 6L ?F= Jz a 633 Jz inclusive con el fin de reducir a un m!nimo las interferencias entre l!neas de transporte y los circuitos

adyacentes.

El grado de deformación de la onda de tensión de un generador, respecto a una onda sinusoidal, se puede determinar experimentalmente y para ello serequiere un instrumento adecuado "analizador de armónicas# que permita medir el valor eficaz de las armónicas.

p q q p

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a gama de frecuencias de medida debe cubrir todas las armónicas desde la frecuencia nominal hasta 9333 Jz inclusive.

a prueba se realiza con la máquina funcionando en vac!o a la velocidad y tensión nominales.

Con los valores eficaces obtenidos de cada una de las armónicas se calcula el factor armónico telefónico "I$/# de la tensión con la siguiente fórmula;

En; valor eficaz de la armónica de rango KnK de la tensión entre bornes del!nea.

0; valor eficaz de la tensión entre bornes de l!nea.

lambdan; factor de ponderación para la frecuencia correspondiente a la armónica de rango KnK.

os valores numéricos del factor de ponderación para las diferentes frecuencia están indicados en la Fi('&a 131.

&or %ltimo digamos que el factor armónico telefónico "I$/# de la tensión entre bornes de l!nea medida conforme a los métodos indicados por las normas no

debe superar los valores indicados en la /abla =.@.

TA9LA 3.,

POTENCIA DE LA MAQUINA FAT

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desde =33 hasta 6333 5> "5'$#

más de 6333 hasta 9333 5> "5'$#

más de 9333 5> "5'$#

9.3:

=.3:

6.9:

3.1 RADOS DE PROTECCION

El grado de protección contra la penetración en el interior de la máquina de cuerpos sólidos o de agua está !ntimamente vinculado con el tipo de ventilación y

refrigeración adoptado, y además con el lugar donde la máquina deberá funcionar, es decir, interior o intemperie.

3.1.1 A!('no" ti;o" *e enti!aci#n

a Fi('&a 132 muestra un esquema de ventilación de un máquina protegida. *e observa que el aire ingresa por ambos extremos de la máquina "por el lado

acoplamiento directamente y por el lado contrario a través de la excitatriz, refrigerando esta %ltima.

Es conducido adecuadamente e impulsado por dos ventiladores a circular desde los extremos hacia el centro de la máquina.

&arte del aire refrigera las cabezas de bobinas y el resto pasando a través de los canales radiales de refrigeración refrigera las bobinas y el paquete magnético,

siendo luego conducido a salir por los costados de la máquina.

a Fi('&a 133 muestra un esquema de ventilación de una máquina protegida contra la intemperie seg%n las normas americanas E($.

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a parte superior encierra el sistema de ventilación.

a parte inferior encierra la máquina propiamente dicha.

El aire es aspirado a través de amplias aberturas a persiana existentes sobre el ca2ón superior pasando a través de filtros y, as! depurado, experimenta tres

cambios de dirección a N3 grados, desciende en la máquina para refrigerar las partes activas en forma análoga a lo descripto en el caso anteriorO la sección de

los canales debe ser de modo tal de obtener una ba2a velocidad del aire, no superior a = mFs. &or %ltimo sale del ca2ón superior por ambos extremos.

*i se impele demasiado aire la energ!a necesaria para la ventilación es demasiado grande y ello va en detrimento del rendimiento.

*i el caudal de aire es demasiado ba2o la máquina puede superar los niveles de temperatura fi2ados por las normas.

El caudal de aire que es necesario suministrar a una máquina es proporcional a la energ!a disipada y depende de la velocidad media del flu2o dentro de la

misma. ormalmente la velocidad es del orden de @ a 9 mFs y no debe superar los < mFs.

a Fi('&a 13, muestra un esquema de ventilación de una máquina cerrada con bocas de ventilación.

a aspiración y descarga del aire se realiza a través de un ca2ón dispuesto sobre la carcaza, sobre el cual están ubicadas las bocas para la conexión de los

conductos de ventilación. El aire proviene de un ambiente distinto de aquel en el cual está instalada la máquina.

Esta e2ecución permite instalar la máquina en ambientes con atmósfera contaminada.

a Fi('&a 13 muestra un esquema de ventilación de máquinas cerradas con refrigeración por agua.

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Como se puede observar el circuito de ventilación es cerrado, la refrigeración del aire se realiza mediante un intercambiador de calor aireagua, montadosobre la carcaza de la máquina que puede ser fácilmente desmontado para el mantenimiento o bien para una eventual reparación, quedando la máquina en

condiciones de funcionamiento temporáneo refrigerada con aire a ciclo abierto.

El agua debe ser dulce, sin sustancias que puedan corroer o incrustar los tubos y consecuentemente reducir con el tiempo la capacidad de intercambio de calor

del sistema.

3.15 DESCRIPCION DE FORMAS CONSTRUCTIAS

a Fi('&a 135 muestra en con2unto la construcción de un alternador de e2e horizontal.

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a carcaza está construida en chapa de acero dulce cilindrada y soldada con placas de base para su ancla2e sobre la fundación.

a ca2a de bornes se encuentra ubicada directamente sobre la carcaza.

as tapas o escudos también están construidos con acero dulce soldado, confiriéndole una adecuada rigidez mediante costillas.

/iene una sola tapa porta co2inete debido a que esta máquina se acopla r!gidamente con el motor primario.

$demás es de tipo autoventilado con circuito abierto, protegida contra goteo y entrada de cuerpos sólidos de peque8o tama8o.

/iene aberturas de ventilación protegidas por medio de una malla metálica o chapa matrizada.

El paquete estatórico está formado por chapas de hierro silicio de 3.9 mm de espesor, tratadas con barnices aislantes con el ob2eto de disminuir las pérdidas

debidas a las corrientes parásitas.

El paquete magnético está montado en la carcaza mediante un adecuado sistema de costillas y anillos prensa paquete.

El inductor está formado por el e2e, la corona polar, los polos, los devanados inductores y la 2aula amortiguadora. En algunos casos con ob2eto de lograr un

valor de 1+? necesario la máquina puede tener un volante.

a corona polar está construida en acero dulce laminado fi2ada al e2e mediante chavetas tangenciales o por calado en caliente con adecuada interferencia.

os n%cleos polares están construidos formando un paquete de chapas de acero dulce de aproximadamente 6.9 mm de espesor y una vez prensadas

mantenidas mediante adecuados planos frontales, los que a su vez están unidos por medio de un tirante pasante soldado a los mismos.

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Como se puede observar el monta2e de los polos está realizado mediante un encastre de tipo cola de milano y fi2ado a la corona polar por medio de una

chaveta longitudinal.

os anillos colectores están colocados en el extremo del e2e sobre el lado de la excitatriz, y la conexión entre anillos y devanado inductor se efect%a por medio

de cables muy flexibles aislados que pasan a través de un orificio "debidamente aislado# que está e2ecutado en el mismo e2e.

a circulación del aire de refrigeración se obtiene mediante un ventilador instalado sobre la rueda polar.

a excitatriz es un generador de corriente continua de construcción protegida, autoventilada con circuito abierto, estando montado su inducido sobre la

prolongación del e2e del alternador, y su estator en voladizo sobre un escudo de este %ltimo.

a Fi('&a 136 muestra una máquina fabricada con criterios similares, pero con algunas diferencias importantes que se destacan.

a máquina tiene dos tapas portaco2inete y el acoplamiento con el motor impulsor debe ser de tipo elástico.

Esta máquina es de mayor potencia que la anterior, sus bornes están ubicados en la parte central inferior de la carcaza con el ob2eto de facilitar la conexión de

los cables "de gran sección#.

a corona polar está constituida con acero dulce cilindrado y soldado y vinculada con el cubo que la fi2a al e2e mediante rayos también soldados. El monta2e de

los polos se realiza para este caso con bulones de acero.

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a Fi('&a 13= muestra el aspecto exterior de generadores sincrónicos del tipo sin escobillas "KbrushlessK# con regulador electrónico de tensión incorporado

que se encuentra ubicado en la parte superior de la máquina con2untamente con los bornes de conexión, la figura de arriba corresponde a una máquina tama8o

6L3, la de aba2o tama8o @33, la Fi('&a 13) muestra el principio de funcionamiento del regulador.

Estos alternadores responden a dimensiones normalizadas construidos seg%n cinco alturas de e2e distintas y cubren con distinto n%mero de polos, y para

distintas tensiones y frecuencias la gama de potencias indicada en la /abla =.9.

TA9LA 3.

POTENCIAGA

FRECUENCIAH

POLOS TENSION

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63 a 6?33 93 @ @33F?=6

6? a 6@@3 L3 @ @93F?L3

=93 a 433 93 L @33

@?3 a NL3 L3 L @93

?63 a 933 93 4 @33

?93 a L33 L3 4 @93

a protección normal de estas máquinas es &?6, es decir, no pueden penetrar cuerpos sólidos con un diámetro mayor de 4 mm y además no pueden penetrar

gotas de agua que caen verticalmente.

a carcaza está realizada en fundición o en hierro dulce soldado, las tapas o escudos son en fundición con orificios de ventilación.

a Fi('&a 1,> muestra algunos detalles constructivos de los rotores correspondientes, arriba tama8o ?33, aba2o tama8o @33.

as ruedas polares están construidas de hierro dulce laminado con 2aula amortiguadora realizada con cobre.

a excitatriz de corriente alterna sin escobillas está montada coaxialmente del lado opuesto al acoplamiento.

*e pueden observar los elementos de su2eción del devanado de excitación como as! también otros detalles constructivos.

3.16 MOTORES SINCRONICOS

a máquina sincrónica también puede funcionar como motor para accionar por e2emplo compresores y bombas, generalmente se utiliza traba2ando con un

factor de potencia en adelanto contribuyendo de esta manera a compensar la potencia reactiva de las cargas inductivas.

a Fi('&a 1,1 muestra un t!pico motor sincrónico de cuatro polos, totalmente cerrado y refrigerado por aguaaire mediante un intercambiador de calor.

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Como se observa el flu2o axial de aire es impulsado por un ventilador montado sobre el e2e de la máquina y conducido a través de conductos para refrigerar el

rotor y el estator, pasando luego a través del intercambiador de calor para retornar nuevamente al circuito de refrigeración.

El sistema de excitación es del tipo sin escobillas con rectificadores rotativos.

*e pueden observar además algunos detalles constructivos del amarrado y su2eción del paquete estatórico mediante dos anillos frontales y tirantes con tuercas

de fi2ación en ambos extremos.

-tro detalle interesante de destacar es la forma de armado de las piezas polares mediante bulones de acero magnético ubicados en adecuadas fresaduras

realizadas en la expansión polar.

as bobinas se colocan en el paquete estatórico fuera de la carcaza y luego todo el con2unto es impregnado con un sistema de aislamiento que se realiza en

autoclave mediante un tratamiento de vac!o, secado e impregnación con adecuadas resinas epóxicas, y posterior secado en un horno a alta temperatura para

endurecerla.

Este sistema confiere al con2unto "bobinas y paquete# una sólida resistencia mecánica y confiable aislación.

&or %ltimo se observa en la figura que la máquina tiene co2inetes del tipo con metal antifricción, con refrigeración forzada en aceite.

&ara proteger las superficies de metal de los co2inetes de las corrientes que pueden circular por el e2e de la máquina produciendo una degradación de las

superficies, se aisla adecuadamente respecto al e2e de la máquina uno de los co2inetes.

3.1= RANDES ALTERNADORES

a Fi('&a 1,2 muestra el paquete estatórico de un generador constituido por chapas magnéticas de hierro silicio, prensado y puede observarse que elcon2unto está su2eto por medio de una robusta 2aula de acero soldado que garantiza su rigidez.

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Este tipo de construcción permite realizar el devanado y su impregnación fuera de la carcaza lo cual asegura una me2or e2ecución y una impregnación más

eficaz, cuando es as! se dice que el paquete estatórico esta bobinado fuera de la carcaza.

El paquete una vez terminado con su devanado se monta en caliente en la carcaza, de la cual puede ser retirado con relativa facilidad si fuese necesario

sustituirlo.

*e pueden observar los canales radiales de ventilación y los dispositivos de su2eción de las cabezas de bobinas que tienen por finalidad sostener solidariamente

esta parte del devanado.

$demás estos dispositivos de su2eción de las cabezas de bobinas, se utilizan para su2etar las conexiones frontales de las bobinas entre si para la formación de

las respectivas fases o bien las conexiones de los posibles circuitos en paralelo.

a Fi('&a 1,3 muestra en detalle las cabezas de bobinas de un alternador de polos salientes de @ polos "potencia 6L ('$# soportadas con ataduras de fibra de

vidrio.

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a Fi('&a 1,, permite observar algunos detalles constructivos de la carcaza de un generador sincrónico de ??.9 ('$, 6=.? 5', 93 Jz, @ polos refrigerado con

aire.

En la Fi('&a 1, se observa la máquina durante el proceso de monta2e del paquete magnético.

En máquinas de gran tama8o, como estas %ltimas, el paquete estatórico se debe armar con segmentos de chapas magnéticas prensados en una sola operación

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

El monta2e se realiza de modo que las 2untas que se forman queden alternadas, es decir, se empieza por una primera capa de segmentos colocados uno a

continuación del otroO la segunda capa se coloca de modo que la 2unta entre dos segmentos de la capa anterior se encuentre en la parte central de un

segmento, completándose de este modo la segunda capa y as! sucesivamente.

0na vez realizada esta operación el paquete es prensado y su2etado mediante los tirantes como se observa en la figura %ltima pudiéndose también ver los

canales radiales de ventilación.

a Fi('&a 1,5 muestra el e2e de la máquina y parte del inductor "cuello# que es un con2unto for2ado de una pieza térmicamente tratada en caliente, deresistencia mecánica y permeabilidad magnética elevadas y luego mecanizada.

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a Fi('&a 1,6 indica la forma de la expansión polar, parcialmente laminada, con la zapata polar formada por paquetes remachados, y asegurados al cuerpo

macizo en las entalladuras de la figura anterior "previa colocación del devanado de excitación mostrado en la Fi('&a 1,=#, mediante tirantes que pasan a

través de los orificios de mayor diámetro, esta forma constructiva se la conoce con el nombre de tipo a peine.

os restantes orificios que se observan en la zapata polar alo2an las barras del devanado amortiguador.

as barras amortiguadoras están soldadas en ambos extremos a los anillos de cobre los cuales se encuentran reforzados mediante anillos de acero que sirven

de monta2e de los ventiladores.

En la Fi('&a 1,) se muestra un corte longitudinal de la máquina que permite observar en con2unto algunos detalles constructivos y además el recorrido del

flu2o del aire de refrigeración.

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a nomenclatura de las partes componentes de la máquina indicadas en esta %ltima figura se detallan en la /abla =.L.

TA9LA 3.5

Po". COMPONENTES

6 Cabeza de bobina

? +eflector del aire de refrigeración

= 'entilador centr!fugo

@ +evanado de excitación

9 *oporte co2inete "con refrigeración forzada# lado acoplamiento

L *oporte co2inete "con refrigeración forzada# lado excitatriz

< /ermómetro del co2inete

4 Harral porta escobillas

N $nillos rozantes para alimentar el devanado del inductor

63 Hornes de conexión de los detectores de temperatura estatórica

66 Hornes de conexión de la máquina

6? $coplamiento elástico de la excitatriz

6= Excitatriz principal "excitación convencional#

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i2 ; corriente en el elemento

l2 ; longitud del elemento 2 en dirección de la corriente

r25; radio vector entre los elementos 2 y 5

f2 ; fuerza instantánea

as fuerzas de cortocircuito son importantes en todas las máquinas, pero asumen máximos valores en las máquinas de dos polos "grandes turbogeneradores#.

En cambio en las máquinas de polos salientes, que tienen un paso menor y por consiguiente las cabezas de bobinas sobresalen menos se presentan esfuerzos

menores.

En máquinas de gran n%mero de polos aparece otra razón que contribuye a la reducción de los esfuerzos, en efecto las corrientes en las cabezas son

relativamente menores porque hay más v!as de corriente.

3.2> CRITERIOS DE DIMENSIONAMIENTO Y METODO DE CALCULO

ormalmente se conocen las especificaciones que deberá satisfacer la máquina que se debe proyectar.

Como para el transformador, la especificación conduce a adopciones que deben acompa8arse con otras que el proyectista con su me2or criterio debe hacer

para avanzar en su tarea.

Puedan entonces definidos;

El tipo de generador

a velocidad

El método de refrigeracióna clase de aislamiento

El tipo de excitación

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El efecto de distorsión del campo magnético depende principalmente de la dimensión del entrehierro de la máquina y también de la existencia de canales sólo

en el estator, sólo en el rotor o en ambos y para este %ltimo caso si se encuentran enfrentados o no.

-tros datos que deben estar impuestos o se deben adoptar con alg%n criterio son;

&aso polar en mm

)elación largo ideal paso polar+ensidad lineal de corriente $.espFmm

%mero de ranuras por polo y por fase

/ipo de entrehierro "variable o constante#

Iactor de devanado

Iactor de apilado del estator

$ncho total de los canales de ventilación en mm

)ecordemos que en este texto se trata de dar criterios generales de dimensionamiento aplicables a máquinas de peque8a y mediana potencia.

/ambién se hacen comentarios aplicables a máquinas de gran tama8o, sin pretender agotar estos comple2os temas.

El paso polar se determina en base a la potencia relativa "en 5'$.seg# que se obtiene de dividir la potencia por el n%mero de polos, la frecuencia y la relación

lamda "largo ideal F paso polar#.

En consecuencia antes de adoptar el paso polar se debe proponer un valor adecuado de lamda, para lo cual se puede utilizar la Fi('&a 12 da la relación entre

el largo ideal y el paso polar "lamda# en función del n%mero de polos.

'alores elevados de esta relación conduce a obtener máquinas más largas y en consecuencia de construcción más económica, pero con mayores problemas de

refrigeración, siendo esta dificultad la que impone un l!mite a la longitud de la máquina.

a tendencia actual es la de construir máquinas de mayor longitud, estudiando adecuadamente su refrigeración.

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os valores de lamda son sensiblemente más altos en turbogeneradores "máquinas de dos polos# por razones de resistencia mecánica.

$doptado lamda, determinada la potencia relativa y con el n%mero de polos, de la Fi('&a 13 se obtiene el valor tentativo del paso polar y en consecuencia

queda determinado el diámetro al entrehierro de la máquina y el largo ideal.

o se comete un error grosero en las primeras iteraciones de cálculo de una máquina rotante si se considera que el largo ideal es igual al largo total del n%cleo.

El largo ideal tiene en cuenta las l!neas de campo que entran lateralmente en los extremos del n%cleo y a través de los canales radiales de ventilación "cuando

existen#.

&ara tener en cuenta el efecto del ancho de los canales de ventilación se debe determinar un ancho equivalente.

Cuando no hay canales radiales de ventilación la longitud ideal es la del n%cleo "con un error m!nimo#, mientras que cuando la máquina tiene canales se tienen

que determinar tres longitudes; la del n%cleo, la del hierro y la ideal.

+ebido a los canales de ventilación la permeancia no es constante a lo largo de la máquina y por lo tanto la inducción en el entrehierro experimenta

variaciones en el sentido axial, presentando una disminución frente a los canales de ventilación. El ancho magnético equivalente del canal depende de su anchogeométrico y del entrehierro de la máquina.

*i se trata de máquinas donde %nicamente en una parte estator o rotor hay canales radiales de refrigeración, el largo ideal se determina descontando al largo

total del estator o del inducido, el n%mero de canales por el ancho "magnético# equivalente del canal.

Cuando ambas partes de la máquina tienen canales de ventilación, estos pueden encontrarse enfrentados o no.

*i se encuentran enfrentados la longitud ideal se determina en igual forma al caso en que se tienen canales de un solo lado, cuando en cambio no están

enfrentados se debe descontar al largo total la suma del producto del n%mero de canales estatóricos por su ancho equivalente más el n%mero de canales

rotóricos por su correspondiente ancho equivalente "los canales del estator y rotor pueden tener distinta dimensión#.

as máquinas de polos salientes y los turbogeneradores tienen entrehierros relativamente grandes "respecto del ancho de los canales que normalmente se

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l # l l h l l 8 l l d l á á ó l l d l % l



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utilizan# por lo que el ancho equivalente es relativamente peque8o y consecuentemente el largo ideal está más próximo al largo del n%cleo.

a densidad lineal de corriente, magnitud análoga a la utilizada en el dise8o del transformador, se calcula en las máquinas rotantes multiplicando el n%mero de

fases, por el n%mero de conductores por fase, por la corriente de fase y dividido por el desarrollo del entrehierro.

as máquinas rotativas están constituidas por materiales activos "hierro y conductores# en los cuales se generan pérdidas, y por materiales inertes "aislantes#.

os materiales activos poseen una gran conductividad térmica al menos en una dirección.

Ello conduce a pensar que los mismos se calientan uniformemente, es decir, que la temperatura es la misma en todos los puntos.

*i una parte activa de la máquina posee superficies terminales diversamente refrigeradas, y por lo tanto temperaturas distintas, se establece un flu2o térmico

interno.

as partes inertes atravesadas por el flu2o térmico, son principalmente los materiales aislantes y las superficies en contacto con el fluido refrigerante.

a densidad lineal de corriente tiene relación con el calentamiento de la máquina y se elige en función de la potencia y del n%mero de polos.

*e determina si corresponde la relación entre el largo ideal y el paso polar en base al n%mero de polos.

uego se determina si corresponde en base al gráfico de la Fi('&a 13 el paso polar.

Con estos datos se determina el diámetro al entrehierro y la longitud ideal.

&or %ltimo se determina la densidad lineal de corriente en el caso de no haber sido impuesta, los valores utilizados fueron extra!dos de la Fi('&a 1,, pero se

han incrementado con un factor 6.? para adecuarlo a las construcciones actuales.

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3 22 FUERA ELECTROMOTRI INDUCIDA



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3.22 FUERA ELECTROMOTRI INDUCIDA

*i en un alternador de polos salientes en vac!o relevamos la distribución de la componente de la inducción normal a la superficie del entrehierro, se obtiene un

diagrama que se aparta notablemente de una onda sinusoidal seg%n indica la Fi('&a 1.

*u forma está influenciada por diversos factores como ser la relación entre la longitud de la expansión polar y el paso polar, la dimensión del entrehierro en

cada uno de sus puntos "entrehierro constante o variable#, la forma de la ranura, la saturación de los dientes.

$ctuando adecuadamente sobre estos diversos elementos es posible modificar, claro está dentro de ciertos l!mites, la distribución del flu2o a lo largo delentrehierro, y en consecuencia el grado de deformación de la onda de tensión respecto de una onda sinusoidal.

En la Fi('&a 1 se indica como ya hemos mencionado la forma del campo magnético en vac!o producida por un inductor de polos salientes, para una relación

igual a 3.<

$ medida que esta relación aumenta la forma del campo se hace más sinusoidal, pero aumenta notablemente el flu2o de dispersión que se establece entre dos

polos inductores contiguos.

Como consecuencia de ello el valor óptimo normalmente utilizado es ?F= que resulta de una situación de compromiso entre la deformación del campo y el valor

de la dispersión entre polos aceptables.

+e esta relación y del tipo de entrehierro "constante o variable# depende además el factor de forma que se indica en la Fi('&a 15 y que se utiliza en el

cálculo de la fundamental de la f.e.m. con la fórmula;

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siendo;

JQ6 ; factor de forma

JQ? ; factor de distribución

JQ= ; factor de acortamiento

J ; n%mero de conductores activos por fase

I- ; frecuencia

>H ; flu2o

&ara una dada curva de campo se puede realizar un análisis armónico que conduce a considerar una distribución de flu2o constituido por una suma de flu2os

sinusoidales de frecuencia creciente con la serie de n%meros impares.

a fuerza electromotriz inducida se puede expresar con la fórmula;

donde

siendo;

n; orden de la armónica

JQ?n; factor de distribución de la armónica consideradaJQ=n; factor de acortamiento de la armónica considerada

J; n%mero de conductores activos por fase

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I-n; frecuencia de la armónica considerada



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I-n; frecuencia de la armónica considerada

>Hn; flu2o de la armónica considerada

El factor de distribución para un arrollamiento trifásico en función del orden de la armónica se calcula con la expresión "válida para ángulos dados en grados#;

siendo;

I$*; n%mero de fases

P&IE; ranuras por polo y por fase equivalentes

El factor de acortamiento en función del orden de la armónica se calcula con la expresión;

siendo $10 el ángulo de acortamiento de la bobina.

Es importante recordar que en la conexión estrella las armónicas tercera y sus m%ltiplos "homopolares# tienen resultante nula, es decir, no aparecen en la

tensión de l!nea.

as armónicas de las cuales es necesario preocuparse con el ob2eto de reducir su magnitud son la quinta y la séptima.

Como se puede observar en la /abla =.< los factores de distribución, a medida que crece el orden de la armónica decrecen más rápidamente con el incremento

del n%mero de ranuras por polo y por fase que el correspondiente para la fundamental.

El factor de distribución puede ser negativo, y ello significa que esta armónica se encuentra en oposición de fase respecto de la fundamental.

as Fi('&a 16 - 1= - 1), muestran los valores del factor de distribución en función del orden del armónico poniéndose en evidencia que a medida que

aumenta el n%mero de ranuras por polo y por fase, los armónicos para los que se presenta el valor del factor de distribución igual al de la fundamental se

ale2an más entre si, por e2emplo para P&I R ? los máximos se presentan para n R 66, 6=, ?=, ?9 mientras que para P&I R 9 se presentan para n R ?N, =6, 9N,

L6.

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*urge inmediatamente que una forma de reducir la distorsión de la forma de onda de la f.e.m. inducida, es la de adoptar un n%mero elevado de ranuras por

polo y por fase.

Como es lógico la e2ecución de la máquina impone por razones constructivas y económicas l!mites prácticos al n%mero de ranuras totales.

TA9LA 3.6

QPF 1 2 3 , 5 1> In%inito

n

6 6.333 3.NLL 3.NL3 3.N94 3.N9< 3.N9L 3.N99 3.N99

= 6.333 3.


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N 6.333 3.


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)especto a los arrollamientos a simple estrato tienen la venta2a de permitir la adopción de un paso de devanado acortado en un n%mero de ranuras cualquiera,



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lo que permite anular "cuando se puede# o atenuar la quinta y la séptima armónicas, siendo aconse2able para ello elegir un acortamiento de alrededor de =3

grados eléctricos.

El acortamiento de paso reduce la longitud de las cabezas de bobina lo cual redunda en econom!a "menor peso de conductor# y además como se verá más

adelante incide en el aporte que la cabeza de bobina hace a la reactancia de dispersión del devanado.

Estos devanados se caracterizan por tener un n%mero de bobinas igual al de ranuras. &or lo general, las cabezas de los devanados son iguales y están

distribuidos en dos capas, y además todas las bobinas son iguales.

Cuando el n%mero de ranuras por polo y por fase es entero la realización del devanado es inmediata, no obstante ello el siguiente e2emplo pone en evidencia

como se conduce esta parte del cálculo.

E2emplo;

Con los siguientes datos se debe dise8ar un devanado;

I$* "n%mero de fases# R =

&- "n%mero de polos# R 4

P&I "n%mero de ranuras por polo y por fase# R ?

Pueda definido de este modo el n%mero de ranuras totales de la máquina "PP# que es igual a @4.

+e estas @4 ranuras corresponden 6F=, es decir, 6L ranuras a cada fase y estas se deben distribuir con regularidad deba2o de todos los polos.

)esulta evidente que este caso se tienen L ranuras por polo seg%n se puede ver en la Fi('&a 155.

Con el n%mero de ranuras por polo se determina el ángulo eléctrico por ranura 643FL R =3 grados.

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?. entrehierro variable "en el e2e del polo#

as expresiones indicadas muestran que en el e2e del polo el entrehierro constante resulta mayor que si fuera variable en la relación 3.


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as ranuras tipo 6 "abierta rectangular# y tipo ? "semicerrada rectangular# se pueden utilizar tanto en la construcción de paquetes estatóricos como rotóricos

"motores asincrónicos, máquinas de corriente continua#.

as ranuras tipo = "semicerrada trapezoidal# y tipo @ "semicerrada trapezoidal con fondo semicircular# se utilizan "como es obvio por su forma# exclusivamente

en la construcción de paquetes estatóricos.

/ambién hay ranuras semicerradas trapezoidales "tipo < incluida en la figura 6L6# que se utiliza en rotores de 2aula simple de motores asincrónicos trifásicos

cuya potencia va de @ a 63 5>, cuya 2aula está realizada en aluminio fundido "generalmente con el proceso de fundición inyectada#.

a ranura tipo L "semicerrada trapezoidal# se utiliza para rotores bobinados de motores asincrónicos trifásicos con potencia superior a los ? ó = 5>.

+ebe destacarse que la forma que muestra la figura para esta ranura está estilizada en modo importante, su forma real tiene amplios radios de curvatura

"para facilitar la fusión del metal# o bien para alo2ar los conductores de sección circular en el caso de rotor bobinado.

a ranura tipo 9 "semicerrada redonda#, se utiliza en rotores de motores asincrónicos de 2aula o bien en la construcción de los devanados amortiguadores de

los alternadores, con barras redondas.

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3.26.1.1 F!'o *i";e&"o *e &an'&a

El coeficiente de autoinducción de un circuito como el que se indica en la Fi('&a 163 está definido por;



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El coeficiente de autoinducción de un circuito como el que se indica en la Fi('&a 163 está definido por;

es decir está expresado por la relación entre la sumatoria de los concatenamientos del circuito con el flu2o generado y la corriente unitaria. El flu2o a su vez es

igual a;

reemplazando se obtiene;

siendo )x la reluctancia del circuito, que es inversa de la permeancia espec!fica "por unidad de longitud del paquete magnético# y su valor depende de la forma

de la ranura.

a fórmula es válida con gran n%mero de conductores y en el caso que el n%mero de conductores por ranura sea muy peque8o "al l!mite igual a 6#, la fórmula

no es más aplicable debido a que la corriente no se reparte uniformemente dentro de la barra "conductor %nico# y tiende a concentrarse en la parte superior

"próxima al entrehierro# disminuyendo de este modo el verdadero valor de la reactancia.

a permeancia de ranura se determina partiendo de sus componentes elementales, parte con conductor y parte sin conductor.

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a parte con conductor para las ranuras tipo 6, ? y L "esta %ltima no aplicable al alternador# vale;



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para tipo = vale;

con esta fórmula se supone que el ancho del conductor es constante e igual al ancho en la parte superior, invadiendo inclusive una parte del trapecio superior.

Esta %ltima expresión también se aplica a la parte superior de la ranura tipo @, debiendo agregarse el término que corresponde a la parte inferior "un

semic!rculo# obteniéndose entonces;

&ara ranura tipo 9 de barra redonda "utilizada para los circuitos amortiguadores del rotor del alternador# la expresión es;

JC6 R 3.LL

valor este que 2ustifica el 3.== usado para la ranura tipo @.

&ara ranura tipo < "no aplicable al alternador# vale;

&ara la parte sin conductor valen las siguientes expresiones, en las cuales cada término corresponde a una parte de la ranura.

&ara ranura tipo 6;

&ara ranuras tipos ? ó L;

&ara ranuras tipos =, @ ó


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&or %ltimo para la tipo 9;

Jasta ahora hemos conducido el cálculo como si se tratase de un arrollamiento a estrato %nico.

os cálculos prácticos de la reactancia de los arrollamientos a doble estrato es conveniente realizarlos como si fuesen a simple estrato y tener en cuenta la

inducción mutua de ambos estratos mediante un adecuado factor de corrección.

Este factor para la parte de la ranura que alo2a los conductores lo denominaremos JQP y para la parte restante JQ/.

$mbos factores dependen del acortamiento de paso utilizado y se indican en la Fi('&a 16,.

&ara el caso que estamos considerando la permeancia por unidad de longitud es;

JC= R JC6 D JQP JC? D JQ/

&ara determinar la reactancia de dispersión de ranura con el método propuesto como se parte de valores espec!ficos es necesario dar correctamente la

longitud del circuito de dispersión.

El valor que debe utilizarse no es el largo total del n%cleo, ni tampoco el largo que hemos denominado ideal, ni el solo largo del hierro, la longitud a utilizardebe tener en cuenta la influencia que los canales radiales de ventilación tienen en esta parte del circuito de dispersión.

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En forma similar a como se obtiene la longitud efectiva o largo ideal se procede para determinar una longitud que se utiliza para esta parte del cálculo y que se

determina descontando al largo total del n%cleo el producto del n%mero de canales de ventilación por su ancho equivalente, que en este caso es función del

ancho de la ranura "caras paralelas# o bien del ancho HH@ a la altura del diente "ranuras trapezoidales# y del ancho real de los canales de ventilación.



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ancho de la ranura "caras paralelas# o bien del ancho HH@ a la altura del diente "ranuras trapezoidales# y del ancho real de los canales de ventilación.

a reactancia de dispersión de ranura es;

donde el valor J+ corresponde al largo antes definido, todas las dimensiones están dadas en mil!metros y el valor de la reactancia se obtiene en ohm.

3.26.1.2 F!'o *i";e&"o *e ca/ea" *e /o/ina"

&ara determinar la dispersión de la cabeza de bobina estatórica se necesita conocer en detalle su geometr!a, en esta etapa de anteproyecto se considera

conveniente adoptar un método simplificado, sacrificando la flexibilidad "aplicabilidad a distintas formas constructivas# en aras de una mayor claridad didáctica.

&ara determinar la geometr!a de cabeza de bobina se utiliza el siguiente procedimiento.

En función de la tensión se determina la parte recta fuera del paquete "J)H#, esta distancia se estima en 69 mm para =43 ' y @3 mm para 6333 '.

$ continuación se determina el paso medio de ranura para la mitad de la profundidad de la ranura "JL#.

*e determina la distancia que debe haber entre los costados de cabezas de bobina "en función de la tensión# mediante la Fi('&a 16.

*e determina la distancia entre e2es de bobina "+CH# agregándole a la anterior el ancho medio de bobina.

&ara que la cabeza de bobina pueda ser construida es necesario que la distancia entre e2es de costado de bobina +CH sea mayor o igual a una cierta fracción

del paso medio de ranura &C(.

&or e2emplo si el ángulo de inclinación de la cabeza de bobina respecto del paquete magnético es 93 grados la relación +CHF&C( ser!a aproximadamente 3.


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En función de la tensión nominal de la máquina se obtiene de la Fi('&a 166 un factor de dimensionamiento "I+# que multiplicado por el paso polar permite

determinar la longitud aproximada de la cabeza de bobina "J$# que se utiliza para determinar el peso.

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*e calcula la permeancia de esta parte mediante;



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siendo;

J$; longitud media de la cabeza en "mm#

JQ"=#; factor de acortamiento

a reactancia de dispersión de cabeza se calcula con;

a trayectoria del flu2o disperso alrededor de los conductores que forman las cabezas de bobinas está influenciada por la presencia de los escudos o tapas porta

co2inetes de la máquina "que pueden ser de material magnético# modificando sensiblemente su distribución.

$demás debido a que las cabezas de bobinas correspondientes a fases distintas están recorridas por corrientes de fase y amplitud diferentes, y normalmente

cercanas entre s!, no se puede prescindir de los efectos de inducción mutua.

&or consiguiente el cálculo de la dispersión de esta parte sólo se puede realizar de un modo aproximado, siendo necesario para una mayor exactitud la

realización de mediciones experimentales que no siempre son fácilmente realizables.

3.26.1.3 F!'o *i";e&"o *e ent&eie&&o

En las máquinas con entrehierro grande "como son los alternadores# se deben tener en cuenta las l!neas de dispersión que se establecen entre las cabezas de

los dientes cerrándose por el aire.

Cuando el entrehierro es variable, no se tiene en cuenta su aumento desde el e2e del polo hacia los extremos de la expansión polar, debido a que la

permeancia aumenta poco con la longitud de entrehierro.

$demás la permeancia se multiplica por la relación H/$0&, excluyéndose de este modo las ranuras ubicadas en la zona interpolar.

+istintos autores proponen métodos que basándose en algunas hipótesis simplificativas permiten calcular de un modo aproximado estos flu2os de dispersión.

a permeancia de cabeza de dientes se calcula para máquinas de polos salientes mediante;

donde;

+E/$ ; entrehierro m!nimo "en el e2e del polo# en mm

a reactancia de dispersión de entrehierro se calcula con;

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valores suficientemente exactos para el diámetro del e2e en el n%cleo del rotor o en el asiento del inducido.

&ara el alternador la siguiente fórmula permite estimar este diámetro;



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&ara todo e2e cargado por el correspondiente rotor existe una velocidad cr!tica, que corresponde a la coincidencia del per!odo propio de vibración transversaldel e2e con los impulsos producidos por la fuerza centr!fuga.

&ara que un sistema, incluso perfectamente equilibrado, funcione le2os de la posibilidad de vibraciones intolerables y peligros de resonancia, su velocidad cr!tica

debe ser diferente a la velocidad de régimen.

En general es suficiente una diferencia de ?3: entre las dos velocidades y preferiblemente que la velocidad de régimen se encuentre por deba2o de la

velocidad cr!tica.

*e calcula el radio de curvatura de la expansión polar teniendo en cuenta si el entrehierro es de tipo constante o variable.

*i es constante el cálculo del radio de curvatura es inmediato, si es variable "con ley sinusoidal# se lo hace con;

siendo;

*e deben adoptar los siguientes valores para avanzar en el cálculo;

)elación de alturas del extremo de la expansión polar a la semicuerda de la expansión.

)elación flu2o disperso a flu2o %til.

nducción en el cuello del polo.

)elación altura del cuello al ancho del polo.

nducción en la corona polar.

&ara asignar el valor del flu2o disperso "l!neas de campo que se cierran entre dos polos contiguos# es necesario representar la configuración del campo.

&ara máquinas normales y con una relación H/$0& R ?F= se puede suponer que el flu2o disperso es aproximadamente un ?3: del flu2o %til.

&ara el dimensionamiento de la expansión polar, se debe recordar que, normalmente, se debe prever el espacio para las barras amortiguadoras, cuyo dise8o

veremos más adelante, adoptándose para ello la relación entre la altura de la expansión polar y su semicuerda H&&F$&& R 3.?.

El valor de la inducción máxima en el cuello del polo y en la corona polar como as! también en las restantes partes del circuito magnético, son función de las

condiciones de funcionamiento de la máquina.

&ara frecuencia de 93 Jz en condiciones de sobreexcitación "cos 2 R 3.


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Corona polar 6.? a 6.@ /

los valores indicados son válidos para chapa normal "*$E 6363# o acero fundido.

a relación altura del cuello al ancho del polo se adopta igual a 6.9 que da una proporción aceptable. Claro está que se deberá compatibilizar esta relación conotros aspectos vinculados con el dise8o de la corona del inductor y con el eventual espacio disponible para el devanado de excitación.

Con las relaciones adoptadas y la inducción en el cuello del polo se determina la geometr!a del mismo, es decir, dimensiones de la expansión polar, ancho y

altura del cuello del polo, seg%n muestra la Fi('&a 16=.

Con un razonamiento geométrico, en base a las dimensiones ya determinadas y a la relación altura del cuello ancho del polo, se calcula la altura que queda

disponible para la corona.

&or otra parte se determina esta altura respetando el valor de la inducción en la corona polar, debiendo este valor ser compatible con el obtenido

anteriormente.

*i la condición magnética no otorga una altura adecuada, el programa reduce sucesivamente la relación altura del cuello ancho y rehace los cálculos anteriores.

$demás se controla que no haya interferencias en la base del cuello polar "que quede espacio para las distintas partes del inductor#, en caso de haberla seprocede en modo análogo a lo indicado en el párrafo anterior.

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Pueda a criterio del proyectista en función de los requerimientos impuestos, evaluar la necesidad de utilizar el método de Hlondel cuando lo 2uzgue necesario

para me2orar los resultados.

a rutina ETC/$ desarrolla la tabla de la caracter!stica de vac!o para una serie de valores de la tensión.

*e cubre un campo de valores que dado en por unidad de la tensión nominal, es de suficiente amplitud para mostrar la parte de la caracter!stica donde se

observan los efectos de saturación.

*ucesivamente la rutina 1)$IN grafica estos resultados, en particular la caracter!stica magnética completa y la caracter!stica del entrehierro solamente.

3.31 FUERA MANETOMOTRI DE REACCION

*upongamos que la carga del alternador es totalmente inductiva o capacitiva, razón por la cual la curva de f.m.m. del inducido presenta su valor máximo en

correspondencia con el centro del polo.

En un alternador de polos salientes la curva de f.m.m. del inductor es constante frente a la expansión polar, mientras que la curva de f.m.m. del inducido var!a

de modo tal que se puede considerar sinusoidal.

*e puede determinar en consecuencia el valor medio de esta f.m.m. de inducido frente a la expansión polar que, como resulta obvio, depende de la relación

entre la longitud de la expansión polar y el paso polar "HE/$0, y que para una relación ?F= normalmente utilizada vale 3.4?L.

$ este punto recordemos que la f.m.m. generada por el inducido tiene en cualquier instante un valor máximo practicamente constante y que con distribución

próxima a una sinusoide, se desplaza a lo largo del entrehierro con velocidad angular sincrónica.

$l producto de la amplitud de la f.m.m. de reacción de inducido 6.=9 "se considera solamente la fundamental# por el valor medio antes calculado y por el factor

de distribución "se adopta JQ?R3.NL#, que tiene en cuenta que se trata de un devanado con un n%mero de ranuras por polo y fase mayor que 6, se lo designa

coeficiente de reacción de armadura "C)# y se indica en la Fi('&a 2>> para distintos valores de la relación HE/$0&.

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a f.m.m. de reacción de inducido reducida al inductor "que es lo que interesa para el cálculo# se determina con;

) R C) D C$C D C-)) D P&I D JQ=

donde;

C$C ; n%mero de conductores activos por ranura

C-)); corriente de fase

P&I ; ranuras por polo y por fase

JQ= ; factor de acortamiento

*i el valor del coeficiente de reacción de armadura no ha sido impuesto como dato, se lo determina en base a la relación entre en largo de la expansión polar y

el paso polar, y finalmente calcula la reacción de armadura.

*ucesivamente se determinan todos los valores que permiten realizar la construcción de &-/E), se determinan los amper vueltas necesarios en el inductor

para las condiciones nominales.

3.32 DETERMINACION DEL DEANADO DEL POLO INDUCTOR 0PASO )

En las máquinas con ba2o n%mero de polos normalmente el espacio disponible para el arrollamiento de excitación resulta limitado y para lograr un mayor

aprovechamiento la bobina se realiza con sección no rectangular.

*i el arrollamiento se realiza con conductor redondo la sección de la bobina puede adoptar la forma indicada en la Fi('&a 2>1A, en cambio si se lo realiza con

planchuela la sección del bobinado puede tener un contorno escalonado seg%n se indica en la Fi('&a 2>19.

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Cuando se desea obtener una buena refrigeración de la bobina estos arrollamientos se realizan seg%n se indica en la Fi('&a 2>2.

os conductores de cobre desnudos están aislados solamente contra el polo y entre si utilizando para ello adecuados materiales aislantes "por e2emplo nomex#

lográndose de este modo que el calor que se produce debido a las pérdidas por efecto Goule sea facilmente entregado al fluido refrigerante.

Esta forma constructiva se adopta particularmente en máquinas de ba2a polaridad "espacio limitado#, permitiendo adoptar valores de densidad de corriente

bastante elevados.

Como se puede observar comparando las figuras la utilización del espacio disponible realizando el devanado con sección rectangular es menor que si el mismo

fuese de sección no rectangular, pero la primera es preferible pues presenta la venta2a de una me2or refrigeración.

*i la máquina tiene un n%mero de polos elevado "hidrogeneradores# el espacio disponible para el arrollamiento resulta siempre abundante, pero también la

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sección del conductor resulta muy grande, y el arrollamiento se lo realiza del modo ya visto en la Fi('&a 2>2.

as secciones rectangulares de los conductores tienen el lado mayor "b# comprendido normalmente entre ?3 y


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o igual a "3.9 bF633# mm.

&ara el dimensionamiento del devanado del inductor se deben adoptar una serie de parámetros que están vinculados con el tipo de dise8o que se piensa

utilizar.

Estos datos son los siguientes;

/ensión por polo

+ensidad de corriente en el arrollamiento

Coeficiente de aprovechamiento

)esistividad del conductor "a la temperatura que se presume alcanzar en condiciones de régimen#

&eso espec!fico del conductor

Espesor de la aislación del devanado contra masa

En el programa el cálculo se conduce en principio independientemente del tipo de dise8o adoptado, de la forma que se indica a continuación.

+e acuerdo con la nomenclatura que indica la Fi('&a 2>3 se calcula la sección teórica disponible de la siguiente manera;

*H& R JH& D EH& "mmS#

donde;

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



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*e calcula la sección total necesaria que es igual a la sección neta dividido el coeficiente de aprovechamiento "función del dise8o que se adopte#;

$ este punto se debe controlar si la sección necesaria cabe dentro de la sección teórica disponible, y de no ser as! se debe incrementar la densidad de corriente

para lograr esta condición.

*i se presenta esta condición el programa hace la sección bruta igual a la disponible y lo pone de manifiesto, en las sucesivas corridas se debe decidir que

acciones realizar para me2orar el dise8o.

Como consecuencia de los esfuerzos centr!fugos a que se ven sometidos los arrollamientos en funcionamiento, se deben utilizar elementos de su2eción que

garanticen su indeformabilidad y que se indican en la Fi('&a 2>,.

El efecto de la fuerza centr!fuga sobre las bobinas es diferente seg%n se trate de polos peque8os sobre rotores de gran diámetro o bien de polos grandes en

relación con el diámetro de la corona polar.

En el primer caso la fuerza centr!fuga empu2a a la bobina en la dirección del polo contra la expansión polar, en el segundo caso la bobina tiende además a

deshacerse y separarse lateralmente seg%n indica la Fi('&a 2>,.

Cabe agregar que cuando se calcula la sección teórica disponible no se tiene en cuenta el lugar que ocupan los elementos de su2eción antes indicados.

*e calcula la sección del conductor del devanado con la expresión;

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inducor ingenieria _ maquinas electricas - capitulo 3

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