Veamos a modo de ejemplo registros de la forma de onda y breves comentarios de tres alternadores de distintas características de diseño. El primer caso corresponde a una máquina de polos salientes accionada por una turbina hidráulica, el segundo a una de polos lisos accionada por una turbina a vapor, y el último a una de cuatro polos accionada por una turbina a gas.

En la figura a5 se observa la forma de onda de la tensión registrada en bornes de uno de los alternadores de polos salientes de 29,2 MVA y tensión 13,2 kV de la central hidroeléctrica Florentino Ameghino, que es prácticamente un onda senoidal.

La figura a6 muestra la forma de onda de la tensión de fase de un turbogenerador de 18,75 MVA de la central térmica Barranqueras, donde se puede observar la presencia de pequeñas ondulaciones en la cresta de la onda. Estas ondulaciones son atribuibles a la distorsión producida por los armónicos de ranura, debido a que esta máquina no tiene inclinado el paquete estatórico (o el inductor) en un paso de ranura para lograr atenuar este efecto.

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

Se dispone en el laboratorio de un alternador trifásico de polos salientes de 5kVA tensión 380 V 50 Hz 1500 v.p.m. del cual se conocen todos los datos de su diseño electromagnético, en particular el tipo de entrehierro utilizado que es constante.

La máquina dispone de una bornera auxiliar que permite acceder a tres bobinas exploradoras (no cargables) con distintos pasos, que permiten evaluar el efecto que tiene el paso del devanado en la forma de onda del alternador.

La primera parte del ensayo consiste en registrar la forma de onda de la tensión de línea siendo el circuito de medición aconsejado el siguiente:

El ensayo se inicia arrancando el motor primario (acoplado axialmente al generador) y regulando su velocidad al valor nominal de la velocidad del generador. Entonces se efectúa la primera lectura de la tensión de línea con el interruptor k abierto, simultáneamente se registra con un osciloscopio la forma de onda Fig.1.

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

La Fig. 3 muestra la cresta de onda para una mejor visualización de su forma.

En la segunda parte del ensayo utilizando la bornera auxiliar, se efectuaron los registros que se indican a continuación.

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

Se requiere evaluar los resultados obtenidos y explicar en primer lugar la diferencia de la forma de onda que se observa entre el ensayo en vacío y en carga, finalmente para los ensayos realizados con las bobinas exploradoras, justificar la diferencia de la forma de onda observada en las figuras.

Con los registros obtenidos en el ensayo del alternador de 5 kVA del problema anterior, utilizando uno de los programas que se encuentra dentro del paquete WproCalc denominado Y-fourier, se realizó el desarrollo en serie de Fourier para evaluar la distorsión de la forma de onda.

Para definir la función se leyeron 10 valores para un cuarto de onda de la Fig.1 y 19 valores para media onda de la Fig.2 correspondientes a la tensión de línea en vacío y en carga respectivamente, estos valores se repiten con su signo hasta completar la onda utilizando en total 37 puntos, el máximo orden del armónico se lo adopta igual a 17. Los resultados de las corridas se indican en las tablas 1 y 2 (los archivos vacio.txt y carga.txt son los datos y resultados del programa Y-fourier ejecutado dentro de WproCalc).

Tabla 1 - Tensión de línea en vacío

Tabla 2 - Tensión de línea en carga

Debido a las características de simetría que se observan en los oscilogramas de tensión obtenidos en los ensayos de vacío y en carga, algunos términos de la serie son nulos.

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

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

Se destaca algo que se observa a simple vista de los oscilogramas utilizados, la distorsión armónica total en vacío 3.32 % es mayor que en carga 2.61 %.

Con la planilla FOURIEG.XLS, que se encuentra dentro del paquete MAQELE.EXE, se puede realizar la reconstrucción de la forma de onda de tensión de vacío y carga (Figs. 1 y 2) que se utilizaron para realizar el análisis llevado a cabo con Y-fourier para determinar el contenido armónico.

Es importante señalar que para el caso estudiado utilizando 37 puntos el programa Y-fourier limita el orden del armónico al valor 17, para el alternador utilizado también el 19 resulta un armónico de ranura, es decir el factor de distribución es igual al de la fundamental.

La planilla muestra una figura con la reconstrucción de la forma de onda en vacío con el contenido armónico total y otra excluyendo el armónico 17, permitiendo apreciar por comparación su incidencia en la forma de onda registrada. También se hace lo mismo para la onda en carga, se observa que este efecto se atenúa, debido a que en estas condiciones está presente la reacción de armadura del devanado que está distribuido en las ranuras.

El problema general de regulación de la máquina sincrónica consiste en establecer la corriente necesaria de excitación para obtener, con una cierta carga, la tensión nominal en bornes.

Como ya visto en el Capítulo 3 - Determinación de la característica de vacío (PASO 8), el programa de cálculo SINCRO utiliza para mayor simplicidad, para máquinas anisótropas (polos salientes) la construcción de Potier en vez de la construcción de Blondel (doble reacción), conceptualmente válido para este tipo de máquinas.

El método de Potier se adapta también a estas máquinas y con un error reducido en el módulo de la f.e.m. interna y de mayor magnitud en su ángulo de fase, da como resultado valores conservadores de la f.m.m. resultante, que no se lo considera un inconveniente puesto que otorga un margen de seguridad al proyectista.

La construcción de Potier interpreta los fenómenos que tienen lugar en una máquina sincrónica isótropa (polos lisos) en modo muy satisfactorio, pero relativamente complejo, consta de sumas vectoriales y un pasaje no lineal entre la f.e.m. y la corriente de excitación.

Si se admite despreciar la saturación, es decir una relación lineal entre estas magnitudes, el procedimiento se simplifica y se obtiene la construcción denominada de única reactancia.

Este diagrama vectorial se obtiene a partir de la característica de entrehierro como muestra la figura 1, se observa que EG/HIG = EH/HIGT y los dos triángulos sombreados son semejantes. El programa a partir de esta característica recalcula con el valor de EG antes obtenido los valores de HIG y HIGT y determina EH, siendo esta construcción válida para polos lisos.

Se determina de este modo la reactancia sincrónica no saturada Xs = XR + Xd como suma de la reactancia de reacción del inducido más la de dispersión.

Para las máquinas de polos salientes debido a la anisotropía, la reacción del inducido provoca distinto efecto según el eje de los polos o según el eje transversal, debido a la diferente reluctancia de estos circuitos magnéticos.

Veamos ahora con mayor detalle el error que se comete utilizando la construcción de Potier para máquinas de polos salientes.

Cuando estas máquinas se las estudia utilizando la construcción de Blondel, están caracterizadas por tres reactancias, la de dispersión Xd y las de reacción del inducido transversal XAT y longitudinal XAD.

Se definen entonces dos reactancias sincrónicas, transversal (o en cuadratura) XST = Xd + XAT y longitudinal (o directa) XSL = Xd + XAD.

La construcción de Blondel también como la de Potier resulta demasiado compleja para representar una máquina sincrónica.

Por completa analogía con la construcción denominada de única reactancia, se puede introducir el método denominado de las dos reactancias que se obtiene a partir del método de Blondel despreciando la saturación, es decir utilizando como nexo entre la f.m.m. y la f.e.m. referente al eje directo, la característica de entrehierro.

Veamos un ejemplo donde para mayor simplicidad se considera despreciable la caída óhmica y se supone que la reactancia de dispersión es constante e independiente de la posición angular del rotor.

Supongamos conocidos para una máquina dada de polos salientes los valores de las reactancias XAT transversal y XAD longitudinal, dada la tensión de fase UF, la corriente I y el ángulo j de la corriente, el problema que se trata de resolver es determinar el ángulo de defasaje interno g y el valor de la f.e.m. interna EH.

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

donde EH representa la f.e.m. interna buscada, g el ángulo de defasaje interno y las dos componentes longitudinal Il y transversal It de la corriente.

Como dicho anteriormente si para una máquina de polos salientes se utiliza la construcción denominada de única reactancia (válida para polos lisos), en este caso la reactancia XAT coincide con XAD es decir el punto L y N coinciden y el vector EH se superpone con el vector ON.

Como se observa estos vectores difieren en amplitud muy poco, pero el ángulo de defasaje interno es notablemente menor del que se obtiene si se considera la máquina como si fuese isótropa, es decir utilizando la construcción de reactancia única.

El programa para el caso de polos salientes en el paso undécimo determina las reactancias XAT y XAD denominadas reactancias de entrehierro, y construye el diagrama de las dos reactancias poniendo en evidencia el error que se comete si se compara con el diagrama de única reactancia.

Puesto que tanto en vacío (solamente f.m.m. de excitación) como en cortocircuito permanente (f.m.m. de reacción totalmente desmagnetizante es decir longitudinal) participa solamente el circuito magnético directo, la reactancia sincrónica de interés es la XLS directa o longitudinal.

A título orientativo la relación XSL/XST está comprendida entre 2 y 3 para máquinas de proporciones normales. Es interesante observar que también las máquinas isótropas (polos lisos) debido a la ausencia de ranuras en la zona correspondiente al eje polar son levemente anisótropas (polos salientes), la relación XSL/XST resulta en este caso 1.05 a 1.1.

La determinación de las pérdidas mecánicas, en el hierro y adicionales de un alternador sincrónico se puede realizar mediante ensayos utilizando el método del motor calibrado, es decir midiendo durante la prueba la potencia mecánica entregada en el eje cuando funcionando en distintas condiciones, se presentan las pérdidas o grupo de pérdidas que se desean medir.

El motor que se utiliza es de corriente continua con excitación independiente, el valor de la potencia entregada en el eje se obtiene restando a la potencia eléctrica absorbida por el inducido, las pérdidas propias del motor, es decir, en el hierro, el devanado del inducido y las mecánicas, que para un motor de adecuada potencia, constituyen una pequeña parte de la potencia absorbida.

Como se ha visto en el Capítulo 3 las pérdidas mecánicas que se presentan en un alternador sincrónico son debidas al rozamiento en los cojinetes y a las de ventilación.

Las pérdidas por rozamiento se las pueden considerar proporcionales a la velocidad, y las pérdidas de ventilación proporcionales al cubo de la velocidad, mediante la relación:

La prueba se realiza llevando el alternador a la velocidad nominal en vacío sin excitación, dejándolo girar hasta que el aceite lubricante de los cojinetes alcance la temperatura normal de funcionamiento, y el circuito de refrigeración se encuentre en condiciones idénticas a las de funcionamiento en servicio.

Cabe destacar que el valor de las pérdidas por ventilación es inversamente proporcional a la temperatura del fluido refrigerante, por lo tanto el ensayo debe realizarse a una temperatura lo más próxima a la de servicio.

Si se requiere separar los valores de las pérdidas de rozamiento de las de ventilación, admitiendo las leyes de variación mencionadas, se construye un gráfico representando la relación de las pérdidas por la correspondiente velocidad, en función del cuadrado de la velocidad, obteniéndose como se observa en la figura 1 una recta.

Una vez realizada la determinación de las pérdidas mecánicas es conveniente efectuar el ensayo de pérdidas en el hierro, utilizando el mismo circuito de medición.

Manteniendo la máquina a la velocidad nominal y actuando sobre la excitación del alternador, se determina la potencia entregada en el eje para distintos valores de tensión, y se construye un gráfico de las pérdidas en función del cuadrado de la tensión como se observa en la figura 2, la diferencia entre el valor medido y las pérdidas mecánicas a la velocidad nominal son las pérdidas en el hierro.

Para la determinación de las pérdidas adicionales correspondientes a la corriente y frecuencia nominales, se utiliza el mismo circuito empleado para las otras pruebas, se cortocircuita el inducido del alternador y se disponen amperímetros en las fases del estator para la medición de la corriente.

La prueba se realiza actuando sobre la excitación para distintos valores de la corriente de inducido, el valor de potencia medido para cada punto corresponde a las pérdidas en el conductor más las pérdidas mecánicas.

Como indica la figura 3 se construye un gráfico en función del cuadrado de la corriente, conocido el valor de la resistencia de fase del inducido se calculan las pérdidas óhmicas referidas a la temperatura del ensayo mediante la relación:

El valor de las pérdidas adicionales resulta:

Se trata de una central de bombeo ubicada en Mendoza en la cuenca del Río Diamante con dos turbomáquinas reversibles, tanto generatrices como motrices, que ejecutan ambas funciones mediante un rotor específico, y que accionan dos alternadores de 128 MVA cada uno, tensión 13.8 kV, frecuencia 50 Hz, factor de potencia 0.9 inductivo, velocidad de rotación 166.66 vpm (36 polos).

En la figura 1 se observa una vista parcial superior de uno de los alternadores previo al desmontaje del inductor.

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

En la figura 3 se puede apreciar el dispositivo hidráulico de frenado del rotor que por medio de unas zapatas (que se observan) que actúan en la parte frontal inferior de la rueda polar, permiten detener la máquina cuando se la saca de servicio en aproximadamente 5 minutos.

La máquina tiene dos cojinetes, uno de soporte tipo Mitchell y otro de guía. La función del cojinete de soporte es resistir la carga vertical de las partes rotantes, y el empuje axial de la turbina hidráulica; la función del cojinete de guía es garantizar una rotación concéntrica sin oscilaciones para todas las velocidades del grupo.

El cojinete tipo Mitchell tiene la particularidad que cuando se reduce la velocidad nominal de rotación (durante el frenado de la máquina) se rompe la cuña hidrodinámica que lo lubrica, razón por la cual se debe detener la máquina lo más rápidamente posible.

En la figura 4 se puede ver la suciedad depositada sobre el paquete estatórico producto del polvillo desprendido por el ferodo de las zapatas de freno que juntamente con aceite forma un depósito superficial y además ensucia los canales radiales de ventilación.

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

Esta máquina fue parada a las 8000 horas de servicio (menos de un año) para realizar la limpieza.

Además durante el proceso de frenado se escuchaba un ruido que se iba amortiguando a medida que la máquina se detenía.

Se procedió a realizar una inspección ocular para determinar si había alguna parte suelta en el entrehierro de la máquina que produjese ese ruido, sin encontrar absolutamente nada.

Finalmente se pudo comprobar figura 5 que las cuñas de cierre del estator estaban flojas (se nota como se desplaza una con el dedo), lo cual permitió llegar a la conclusión que el devanado estatórico se había aflojado y que a la velocidad nominal de funcionamiento su vibración no era perceptible en forma auditiva, y sí a baja velocidad ya que varía su frecuencia de vibración y se hace audible.

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

Esta máquina había experimentado antes de su detención un cortocircuito en bornes debido a una falla en el interruptor de máquina (cortocircuito bifásico).

Además había soportado también un cortocircuito como consecuencia de una falla dieléctrica del transformador de máquina.

El aflojamiento fue atribuido a las solicitaciones electrodinámicas a las que había sido sometida.