1. Motores trifásicos de inducción
Generalidades

2. Motores trifásicos de inducción
Generalidades
Generalidades Las tensiones normalizadas para las redes de corriente
trifásica, en baja tensión, son las siguientes:
Los motores cumplen con las normas, prescripciones y reco-
mendaciones VDE, ICONTEC e IEC; especialmente pueden citarse:
Tensión de línea Tensión de fase Denominación
(V) (V) usual de la red (V)
VDE 0530: Prescripciones para máquinas eléctricas.
208 120 208/120
Publ. IEC 34-1: Recomendaciones para máquinas eléctricas rota- 220 127 220/127
260 150 260/150
tivas. 380 220 380/220
440 254 440/254
Publ. IEC 144 - Publ. IEC 72-2: Recomendaciones para motores
normalizados.
En Colombia las redes públicas y las industriales prestan servi-
DIN 42673, hojas 1 y 2: Indicación de potencias nominales y me- cio a la frecuencia de 60Hz.
didas de extremos de eje en relación a los tamaños constructivos
para motores con ventilación de superticie y rotor en cortocircui- Conexión de motores trifásicos
to, en ejecución normal.
Los motores trifásicos se conectan los tres conductores R,S,T.
DIN 42 677, hojas 1 y 2: Indicación de potencias nominales y me- La tensión nominal del motor en la conexión de servicio tiene
didas de extremos de eje en relación a los tamaños constructivos que coincidir con la tensión de línea de la red (tensión de
para motores con ventilación de superficie y rotor en cortocircui- servicio).
to, en ejecución normal. Conexión de servicio de los motores trifásicos y sus potencias
nominales:
El sistema trifásico
Las redes trifásicas de baja tensión están formadas por los tres Ejecución Tensión Devanado % Potencia Tipo de
conductores activos R, S y T, y pueden ejecutarse con o sin conduc- del devanado de la red en nominal arranque
tor neutro. Los conductores neutros están unidos al centro de la (V) (V) de placa permitido
estrella del generador o del transformador correspondiente al lado 220-260∆/440Y
1)
220 ∆ 80 Directo/Y-∆
de baja tensión. Dos conductores activos, o uno de ellos y el neu- Tamaños 71-160 260 ∆ 100 Directo/Y-∆
tro, constituyen un sistema de corriente alterna monofásica. 380 ∆ 100 Directo
440 ∆ 100 Directo
Tensión de servicio 208 – 220 YY/ 440 Y 208 YY 90 Directo
Tamaños 71-112 220 YY 100 Directo
440 Y 100 Directo
La tensión existente entre dos conductores activos (R, S, T) es
la tensión de línea (tensión compuesta o tensión de la red). La 208-220 ∆∆ / 440 ∆ 208 ∆∆ 90 Directo/Y-∆
tensión que hay entre un conductor activo y el neutro es la ten- Tamaños 132-280 220 ∆∆ 100 Directo/Y-∆
380 YY Directo
sión de la fase (tensión simple). 440 ∆ 100 Directo/Y-∆
Los motores que se arranquen en estrella-triángulo, la conexión de servicio será en
R triángulo.
UL
1) Esta ejecución está siendo descontinuada debido a que cada vez son más escasas las
UL
redes a 260 V en el país. Se suministra bajo pedido.
R
Se da la relación:
UL
U
U
UL = 1,73 U
UL = tensión de línea
U
(tensión compuesta)
U = Tensión de fase R
(tensión simple) Red Trifásica

3. Conexión motores trifásicos 1LA... YB20 Conexión motores trifásicos 1LA4.../ LA6... B80 (serie 846)
220 - 260 V - ∆ 440 V - Y 208 - 220 V - ∆∆ 440 V - ∆
Arranque directo Arranque directo
W2 U2 V2 W2 U2 V2
W6 U1 U6 V1 V6 W1 W6 U1 U6 V1 V6 W1
U1 V1 W1 U1 V1 W1
R S T R S T W2 U5 U2 V5 V2 W5 W2 U5 U2 V5 V2 W5
R R
W2 R S T R S T
U1
R R
W6 U5
W6 U1
U1
U2
W2
W2
U2 V2 W5 U2
W1 V1 W2 U5
T V2 V1 S T S
W5 W1 U2 U6 W1 U6
V2 V1 V2
T S T S
V6 V5 V1
Conexión motores trifásicos 1LA... YA60 V6 V5
208 - 220 V - YY 440 V - Y Arranque Y - ∆
W2 U2 V2 W2 U2 V2
W6 U1 U6 V1 V6 W1 W6 U1 U6 V1 V6 W1
W2 U2 V2 W2 U2 V2 V5
U5 U5
V5 W5 W2 U5 U2 V5 V2 W5 W2 U5 U2 V5 V2 W5
U1 V1 W1 W5 U1 V1 W1
Z U X V Y W Z U X V Y W
U1 V1 W1 U1 V1 W1
R S T R S T
380 V - YY
Arranque directo
R R R
U1 U5 U1 U5 U1
U2 W6 U1 U6 V1 V6 W1
U5
U2 U6 U2
W2 W2 V6
W2 U5 U2 V5 V2 W5
W1 V5 W2 V2 W1 V5
V2 W5 V5
V2
W6
W1 V1
T S R S T T S
W5 V1 T S W5 V1
Conexión motores trifásicos 1LA... YB70 Conexión motores trifásicos 1LA6...
208 - 220 V - ∆∆ 440 V - ∆ 440 V - ∆ 440 V - ∆
Arranque directo Arranque directo Arranque directo Arranque Y∆
W5 U5 V5
W2 U2 V2 W2 U2 V2 W2 U2 V2 W2 U2 V2
U1
W2 U2 V2 U5 W2 U2 V2 U1 U1 V1 W1 U1 V1 W1
V1
V5 V1
R S T
U1 V1 W1 W1 U1 V1 W1 Arrancador Y - D
W5 W1
R
R S T
W2 U1
W6 U6 V6 W6 U6 V6
R S T R S T
R R
W1 U2
W6 U5 W6 U1 T S
V2 V1
U1
W5 U2
W2
W2 U5
Conexión Dahlander para dos velocidades
1 U2
W V1 W1 U6 Devanado en conexión Dahlander realización, por ejemplo, para
W5 V2 U6
V2 1800/3600 rpm, es decir,4/2 polos; ó 900/1800 rpm, es decir 8/4 polos.
T S T S
V5 V5 V6 V5 V1 R S T
Arranque Y - ∆ Arranque Y - ∆ W2 U2 V2
W2 U2 V2
U1 V1 W1
W5 U5 V5 U1 V1 W1
W2 U2 V2 U1 W2 U2 V2 U1
R S T
U5
R
W2 U2 V2 W2 U2 V2
V1 V1 W2 U1 R
V5 2U
U1 V1 W1 W1 U1 V1 W1
W5 W1
1W 1V
W1 U2
W6 U6 V6 W6 U6 V6 2W 1U 2V
Z X Y W V U Z X Y W V U T V2 V1 S T S

4. Motores trifásicos de inducción
Generalidades
Sentido de giro de los motores 4. Las pérdidas en el rotor y, en general, en el estator serán me-
nores. El calentamiento del motor depende de cómo se modi-
Los bornes de los motores trifásicos están marcados de tal ma- fican las pérdidas en el hierro y en el cobre. Por regla general,
nera, que el orden alfabético de la denominación de bornes U, V, se modificará apenas prácticamente con las fluctuaciones
W, coincide con el orden cronológico si el motor gira hacia la de- normales de la tensión.
recha. Esta regla es válida para todas las máquinas, cualquiera 5. El rendimiento tampoco variará mucho, elevándose o redu-
que sea su potencia y su tensión. Tratándose de máquinas que ciéndose en dependencia de si predomina la reducción en las
sólo sean apropiadas para un sentido de giro, estará éste indi- pérdidas en el cobre o el aumento en la pérdidas en el hierro.
cando por una flecha en la placa de características. Debajo de la 6. La velocidad de reducción aumentará ligeramente, por ser
flecha consta en qué orden se desconectarán los bornes con las menores las pérdidas en el rotor.
fases correlativas de la red.
Se consigue invertir el sentido de giro, intercambiando la co- b) Reducción de la tensión.
nexión de dos conductores de fase. 1. La corriente magnetizante, la densidad de flujo, las pérdidas
Antes de poner en marcha el motor debe revisarse la conexión en el hierro y, por lo tanto, en el calentamiento del mismo, se-
y el sentido de giro. rán menores.
2. La intensidad en el estator, que representa la suma geomé-
Puesta a tierra trica de la componente de corriente dependiente de la carga y
de la corriente magnetizante, aumenta generalmente. En los
Los motores tienen en la caja de conexiones un tornillo para motores de hasta 3kW, puede predominar la influencia de la
empalmar el conductor de tierra. Si se trata de motores, superio- corriente magnetizante y, en consecuencia, reducirse la in-
res al tamaño constructivo 180, para la puesta a tierra se dispo- tensidad en el estator.
ne adicionalmente un borne en la pata o bien en la carcasa. 3. Se mejora el factor de potencia (menor corriente magneti-
zante, mayor corriente activa).
Variación en la tensión 4. Las pérdidas en el rotor y en general las pérdidas en el cobre
y en la frecuencia de la red del estator aumentan. Normalmente, será mayor el calenta-
miento.
Para motores provistos de devanado normal. Comportamiento 5. El rendimiento apenas de modificará.
de los valores de servicio: 6. La velocidad de rotación descenderá ligeramente.
A) Modificación de la tensión sin que varíe la frecuencia B) Variación de la frecuencia
permaneciendo constante la tensión
El par de arranque y el par motor máximo varían aproximada-
mente con el cuadrado de la tensión; la intensidad de arranque Con desviaciones de hasta +5% respecto a la frecuencia nomi-
se modifica en una relación aproximadamente proporcional a la nal, se puede suministrar la potencia nominal.
tensión. El valor absoluto del par inicial de arranque y del par máximo
Con desviaciones de hasta + 5% respecto a la tensión nominal, varían en relación inversamente proporcional a la frecuencia; la
se puede suministrar la potencia nominal. En este caso, se podrá velocidad de rotación varía, aproximadamente, en relación direc-
sobrepasar en 10ºC la temperatura límite. ta con la frecuencia.
Al modificar la frecuencia, las restantes propiedades de funcio-
a) Aumento de la tensión (suponiendo que la potencia suminis- namiento del motor varían en relación inversa a como sucede en
trada permanece constante). caso de producirse un cambio en la tensión.
1. La corriente magnetizante en motores de elevada saturación,
limitan el aumento que puede experimentar la tensión; en C) Variación de la tensión y de la frecuencia simultáneamente
este caso se encuentran especialmente los motores cuya po-
tencia asciende hasta 3kW, aproximadamente, los cuales ya Si la tensión y la frecuencia aumentan o disminuyen aproxi-
presentan, a la tensión nominal una intensidad en vacío rela- madamente en igual proporción, no varían las condiciones mag-
tivamente elevada. néticas. El motor desarrollará el par motor nominal. Aproximada-
2. La intensidad en el estator, que representa la suma mente, la velocidad de rotación y la potencia varían en la misma
geométrica de la componente de corriente dependiente de la proporción que la frecuencia. El par resistente puede no alterar-
carga y de la corriente magnética, se reduce generalmente. se. Tratándose de frecuencias reducidas, la potencia disminuye
En los motores de hasta 3kW puede predominar la influencia en mayor medida, por ser la ventilación menos efectiva.
de la corriente magnetizante y, en consecuencia, aumentar la
intensidad en el estator.
3. El factor de potencia será menor a la misma potencia: el ori-
gen de ello es el aumento de la corriente magnetizante y la
reducción de la corriente activa.

5. Potencia Siendo
P = potencia suministrada en el eje (kW)
Para elegir un motor adecuado, se tedrán en cuenta los datos Pw = potencia activa (kW) absorbida de la red
Ps = potencia aparente (kWA)
siguientes: la carga de trabajo (potencia), la clase de servicio, el Pb = Potencia reactiva (kVAr)
curso de ciclo de trabajo, los procesos de arranque, frenado e in- U = Tensión de servicio (V)
versión, la regulación de la velocidad de rotación, las variaciones I = intensidad en el estator (A)
de la red y la temperatura del medio refrigerante. η = rendimiento (%)
cos ϕ = factor de potencia
Servicio continuo S1 Para sistemas trifásicos
Según VDE 0530, el servicio continuo se define como el servi- U • I • 1,73
Potencia aparente: Ps =
cio prestado bajo carga constante (potencia nominal) durante 1000
un tiempo que baste para alcanzar la temperatura de equilibrio
térmico. Pw • 1000 P • 1000 • 100
Intensidad (A) I= =
Según VDE 0530, no se ha previsto que se sobrepase, de una U • cos ϕ • 1,73 U • η cos ϕ • 1,73
forma permanente, el valor de la potencia nominal. Se admite,
sin embargo, una sola vez, una sobrecarga del 150% de la inten- Para sistemas monofásicos:
sidad nominal durante 2 minutos. Si las sobrecargas son superio- Pw • 1000 = P • 1000 • 100
res, por ejemplo, durante el arranque, el tiempo tendrá que Intensidad (A) I=
U • cos ϕ U • η cos ϕ
acortarse correspondientemente.
La red de baja tensión se alimenta directamente con un gene-
rador o por medio de un transformador conectado, a su vez, a la Calentamiento y ventilación
red de alta tensión. La potencia nominal del generador o del
transformador, medida en kVA, tiene que ser, como mínimo, La vida útil de un motor es igual a la del aislamiento de sus de-
igual a la suma de las potencias aparentes de todos los motores vanados, si se prescinde del desgaste propio del servicio de los
que, en el caso más desfavorable, se encuentren simultánea- cojinetes, escobillas, anillos rozantes o colector, elementos que
mente en servicio. se pueden sustituir por otros nuevos sin que, relativamente, se
La potencia de los motores que puedan conectarse a la red, realicen gastos de importancia. Por este motivo, se tendrán es-
considerando la intensidad en el arranque (la potencia aparente pecialmente en cuenta las condiciones de servicio que afecten al
de arranque) para una cierta carga previa de la red, está deter- calentamiento y, por tanto, al aislamiento.
minada por la diferencia de tensiones que se considera admisi- El calentamiento es una consecuencia de las pérdidas origina-
ble si la alimentación se hace a través de un transformador, y, si das en toda transformación de energía (en caso de motores, por
la alimentación se realiza por medio de un generador, por el di- ejemplo, transformación de energía eléctrica en energía mecáni-
seño y excitación del mismo. ca). El calentamiento del motor se produce, principalmente, por
La potencia nominal del motor debe aproximarse lo más posi- las pérdidas en el hierro de las chapas magnéticas y del núcleo y
ble a la demanda de potencia de la máquina accionada. Si el mo- por las pérdidas en el cobre del devanado. Estas últimas calien-
tor está dimensionado en exceso, resultan las siguientes conse- tan también el aislamiento de cada conductor. La temperatura
cuencias: admisible del aislamiento utilizado determina fundamentalmen-
Mayor intensidad de arranque, por lo cual se necesitan fusi- te la capacidad de carga del motor.
bles mayores y una mayor sección en el conductor; servicio Ppérd. = Pabs. - Pced
antieconómico, puesto que el factor de potencia y, bajo ciertas
circunstancias, el rendimiento a carga parcial es menor que a En la práctica no se indican las pérdidas del motor, sino su
plena carga. Entre 3/4 y 1/1 de la carga, varía poco el rendimien- rendimiento, el cual se calcula de la siguiente forma:
to.
El motor toma de la red las siguientes potencias: Pced. • 100 (Pabs. - Ppérd.) • 100
η = =
Pabs. Pabs.
P •100
Potencia activa: Pw =
η Pced.
η = • 100
Pced. + Ppérd.
P • 100
Potencia aparente: Ps =
η • cos ϕ siendo:
Ppérd. = pérdidas totales (kW) Pced. = potencia (kW)
P • tg • ϕ • 100 Pabs. = potencia activa (kW) que se entrega en el eje
Potencia reactiva: Pb =
η tomada de la red η = rendimiento (%)
Para las pérdidas, rige, por tanto, lo siguiente
(100 - η) Pabs. 100 - η
Ppérd. = = Pced.
100 η

6. Motores trifásicos de inducción
Generalidades
La energía consumida en pérdidas = pérdidas por tiempo en La temperatura máxima permanente admisible de los diferen-
kWh (calor), se acumula en el motor, de acuerdo a su capacidad tes materiales aislantes se compone, como queda representado
térmica, conduciéndose una gran parte al medio ambiente, a en la figura anterior, de la temperatura del medio refrigerante,
través de la ventilación. de la sobretemperatura límite y de un suplemento de seguridad.
Si la carga es constante, se alcanzará un estado de equilibrio Este último suplemento se ha introducido porque, aplicando el
cuando la cantidad de calor absorbida sea igual a la disipada, en método de la medida usual, o sea la elevación de la resistencia
servicio continuo, una vez que hayan transcurrido de 3 a 5 ho- del devanado, no se determina la temperatura en el punto más
ras. La sobretemperatura entonces motivada (calentamiento) en caliente, sino que se mide el valor medio del calentamiento. Las
los devanados y en el resto de las partes del motor es igual a la indicaciones de potencia de los motores están basadas en una
diferencia que hay entre la temperatura de la parte considerada temperatura del medio refrigerante de 40°C para todas las clases
y la del medio refrigerante. La sobretemperatura resulta de la re- de aislamiento.
lación existente entre las pérdidas que en el motor se transfor- Si el fabricante da garantía, la sobretemperatura límite para
man en calor y la capacidad de disipación del calor: aislamiento clase F puede sobrepasarse en 10º C y en 20º C para
clase H.
Ppérd.
ST = Las sobretemperaturas límite de los colectores, anillos rozan-
Wa
tes y cojinetes, rigen para medidas por termómetro, contraria-
siendo: mente a como sucede con las sobretemperaturas límites de los
ST = sobretemperatura (°C) devanados.
Ppérd. = pérdidas (W)
- Salvo algunas excepciones, los motores de baja tensión de eje-
Wa = capacidad de disipación del calor (W / °C)
cución normal van provistos de aislamiento que protege el de-
La capacidad de disipación de calor depende de la superficie vanado contra la influencia de gases agresivos, vapores y pol-
exterior del motor y de las condiciones de ventilación. vo conductor, y permite su instalación en lugares donde la hu-
Como la duración del aislamiento de los devanados decrece al medad del aire sea muy elevada y tengan lugar frecuentes
aumentar la temperatura (cada 10 °C, aproximadamente en la condensaciones de agua (trópicos, cervecerías, estaciones de
mitad), según sea el material utilizado habrá que observar los bombeo, etc.).
valores límites fijados por VDE 0530 para la temperatura del de- - Los fabricantes ofrecen aislamiento clase F en todos sus motores.
vanado (temperatura límite). Estos valores están de acuerdo con - Para condiciones especiales (por ejemplo, peligros debidos a la
la respectiva resistencia térmica de los materiales aislantes sub- acción de aceite, existencia de polvo de fundición) es posible
divididos en clases. La duración media prevista es, aproximada- un aislamiento de ejecución especial.
mente, de 20 años.
Determinación de la potencia al variar la
Materiales aislantes y clases de aislamiento temperatura del medio refrigerante
o la altitud de emplazamiento
En las normas internacionales se han clasificado los materiales
aislantes, incluyendo sus medios impregnados, en clases de ais- La potencia nominal de los motores indicada en la placa de ca-
lamiento, habiéndose fijado los correspondientes valores exac- racterísticas rige normalmente para las condiciones siguientes:
tos de temperatura. temperatura del medio refrigerante, hasta 40°C; altitud de em-
plazamiento, hasta 1000 m sobre el nivel del mar. La sobretem-
ºC 15
peratura límite admitida por VDE 0530, para cada caso, depende
180
155
15 del aislamiento utilizado.
10
130
5
5 Si por razones propias del servicio o por haberse diseñado los
TMPA
150 motores en conformidad con otras prescripciones diferentes de
STL
60 75 80 100 125 VDE, se modificasen estos valores, habría que alterar, en gene-
40
40 40 40 40 40 ral, la potencia.
0
A E B F H La variación de potencia se deduce de las tablas siguientes:
TMR
TMPA = temperatura máxima permanente admisible (ºC)
TMR = temperatura del medio refrigerante (ºC) Temperatura Potencia Altura de Potencia
STL = sobre temperatura límite (calentamiento) (ºC) del medio admisible en % instalación admisible en %
refrigerante de la potencia sobre el nivel de la potencia
Sobretemperatura límite en ºC (STL) °C nominal del mar (mt.) nominal
Clase de aislamiento A E B F H
30 107 1.000 100
Devanado aislado 60 75 80 100 125 35 104 2.000 94
1) 1)
Colectores, anillos rozantes 60 70 80 80 80 40 100 3.000 86
Cojinetes de rodamiento 45 96 4.000 77
50 50 50 50 50
y de deslizamiento 50 92
Cojinetes de rodamiento 55 87 Para temperatura del medio
60 60 60 60 60
con grasas especiales 60 82 refrigerante de 40 °C

7. Si las temperaturas del medio refrigerante y las alturas de ins- Refrigeración y ventilación
talación discrepan simultáneamente, deberán multiplicarse los
factores indicados, para calcular la potencia admisible. Todos los motores tienen un ventilador exterior cubierto con
En caso de que la temperatura máxima del medio refrigerante una caperuza. Independientemente del sentido de giro del mo-
por encima de los 1.000 m se reduzca en 5°C por cada 1.000 m, tor, dicho ventilador impulsa el aire de refrigeración sobre la su-
no será necesario reducir la potencia, por influencia de la altura. perficie.
El ventilador y su caperuza correspondiente están conforma-
Temperatura de la carcasa dos para que la corriente de aire refrigerante no pueda acumular
suciedad ni fibras que podrían obstaculizar la refrigeración.
De acuerdo a las técnicas constructivas modernas, y tomando
en cuenta las normas sobre materiales aislantes y clases de aisla- Rendimiento y factor de potencia
miento, los fabricantes de motores utilizan la particularidad de
unir lo más cerca posible el paquete del estator a la carcasa, de El rendimiento η y el factor de potencia cos ϕ se indican en las
manera que se evacue rápida y eficientemente el calor interno tablas de selección, referidos a la potencia nominal (100% de
generado por las diferentes partes constitutivas del motor. Es carga), a la tensión nominal y a la frecuencia nominal. En los
por esto que el método antiguamente utilizado, para determinar diagramas que a continuación se exponen, se han supuesto va-
si un motor está sobrecargado o no, tocando con la mano la lores medios para η y cos ϕ, para motores con rotor de jaula de
carcasa, es completamente inadecuado para motores eléctricos 1800 rpm y potencias comprendidas entre 0,1 y 1000 kW.
modernos.
Calentamiento del local %
100
Rendimiento %
1.0
Factor de potencia
El calentamiento del local depende exclusivamente de las pér- 90 0.9
didas, y no de la temperatura de la carcasa. Además, las máqui-
cos ϕ
η
nas accionadas frecuentemente contribuyen al calentamiento 80 0.8
del local en mayor proporción que los motores. 70 0.7
En todas las máquinas elaboradoras y modificadoras de mate-
riales, se transforma prácticamente la totalidad de la potencia y 60 0.6
accionamiento en calor, y en las máquinas transportadoras de
50 0.5
material la transformación se extiende a una gran parte de la po- 0.1 1 10 100 1000 kW 0.1 1 10 100 1000 kW
tencia de accionamiento. Estas cantidades de calor tienen que
ser eliminadas por el aire ambiental en el local de servicio, a no
Cuando haya que reducir mucho la potencia, los motores ten-
ser que los motores tengan refrigeración independiente, consis-
drán valores de servicio más desfavorables, que son los indica-
tente en un sistema de tubos a través de los cuales se evacua el
dos en este catálogo. Los valores de servicio de los motores con
calor directamente al exterior. Habrá que considerar lo siguiente:
potencias diferentes a las nominales varían del siguiente modo:
VL =
Ppérd. • 0,77 el deslizamiento se altera, aproximadamente, en proporción di-
J recta con la potencia. El rendimiento η y el factor de potencia
VL = caudal de aire necesario (m3/s) cos ϕ deben ser extraídos de la tabla siguiente para cargas par-
Ppérd.= potencia total de pérdidas (kW) ciales.
ϑ = sobretemperatura admisible del aire (°C)
VLu Rendimiento en % a la carga parcial de:
LW / h=
JV 1/2 3/4 4/4 5/4
LW / h= número de renovaciones de aire por hora de la carga nominal
VLu = caudal de aire en circulación (m3/h) 93.5 95 95 94.5
JV = volumen del local (m3) 92.5 94 94 93.5
91.5 93 93 92.5
Durante el servicio hay que conseguir un buen abastecimiento 91 92 92 91.5
de aire fresco para refrigerar los motores. Los motores de gran 90 91 91 90
89 90 90 89
tamaño provistos de refrigeración interna necesitan un caudal 88 89 89 88
horario de aire que es, aproximadamente, 4 ó 5 veces mayor que 87 88 88 87
su peso propio (a 760 Torr y 20 °C, 1 m3 de aire pesa 1,2 kg). Un 86 87 87 86
motor de 120 kW y 1.800 rpm provisto de refrigeración interna 85 86 86 85
necesita en una hora 2.000 m3 de aire. Tratándose de motores 84 85 85 83.5
con refrigeración de superficie de la misma potencia y velocidad 83 84 84 82.5
82 83 83 81.5
de rotación, el caudal de aire, es aproximadamente 1,6 veces
mayor. Continúa en la página siguiente...

8. Motores trifásicos de inducción
Generalidades
Rendimiento en % a la carga parcial de: Compensación de la potencia
1/2 3/4 4/4 5/4 reactiva en los motores trifásicos
de la carga nominal
...Continuanción Los motores trifásicos absorben de la red potencia eléctrica
81 82 82 80.5
aparente, compuesta por una parte activa y otra reactiva. La po-
80 81 81 79.5 tencia activa (menos las pérdidas eléctricas) es transformada por
79 80 80 78.5 el motor en potencia mecánica, disponiéndose de la misma en el
77 79.5 79 77.5 eje de la máquina. La potencia reactiva sirve solamente para for-
75.5 78.5 78 76.5 mar el campo magnético, es decir, para “magnetizar” el motor.
74 77.5 77 75 La relación existente entre la potencia activa y la aparente es
73 76 76 74
72 75 75 73
el factor de potencia cos ϕ. Entre mayor sea el factor de potencia
71 74 74 72 cos ϕ, tanto mayor será la potencia eléctrica transformada en re-
70 73 73 71 lación con la absorbida de la red.
68 72 72 70
67 71 71 69
66 70 70 68 U
IQ = I • sin ϕ Q = U • I sin ϕ (var)
65 69 69 67
P = U • I cos ϕ (W)
64 67.5 68 66
IW = I • cos ϕ
62 66.5 67 65 ϕ ϕ
)
va
61 65 66 64
I(
60 64 65 63
U•
I
S=
59 63 64 62
57 62 63 61
56 60.5 62 60.5
55 59.5 61 59.5
54 58.5 60 58.5 Con el fin de mejorar el factor de potencia, se compensa la po-
53 58 59 57 tencia reactiva de magnetización, utilizando para ello conden-
52 57 58 56 sadores de potencia. De esta manera, se descargan los genera-
51 55 57 55
dores, las líneas de transporte y los transformadores de distribu-
49 54 56 54
47 52 55 53 ción de la generación y transmisión de la potencia reactiva, con
46 51 54 52 lo cual se colabora a mantener la tensión en la red, y se eleva la
45 50 53 51 potencia activa a transportar. Se distinguen las clases siguientes
de compensación.
Factor de potencia (cos j) a la carga parcial de:
1/2 3/4 4/4 5/4
A) Compensación individual
de la carga nominal
0.83 0.88 0.90 0.90 En este caso, el condensador se dispone junto al motor a com-
0.80 0.86 0.89 0.89
0.78 0.85 0.88 0.88
pensar, conectándose y desconectándose junto con este último.
0.76 0.84 0.87 0.87
0.75 0.83 0.86 0.86 B) Compensación por grupos y central
0.73 0.81 0.85 0.86
0.71 0.80 0.84 0.85 En caso de compensación por grupos, se dispone un conden-
0.69 0.79 0.83 0.84 sador para varios motores. De esta manera, la potencia del con-
0.67 0.77 0.82 0.83
0.66 0.76 0.81 0.82
densador conectado se aprovecha mejor que en el caso de com-
0.65 0.75 0.80 0.81 pensación individual. La compensación por grupos se aplica ven-
0.63 0.74 0.79 0.80 tajosamente cuando se tiene un número considerable de peque-
0.61 0.72 0.78 0.80 ños motores, y cuando los motores sólo funcionan temporal-
0.59 0.71 0.77 0.79 mente.
0.58 0.70 0.76 0.78 En caso de compensación central, la potencia reactiva necesa-
0.56 0.69 0.75 0.78
0.55 0.68 0.74 0.77
ria en una red o en un servicio se cubre con una batería de
0.54 0.67 0.73 0.76 condensadores dispuesta centralmente. Esta batería estará sub-
0.52 0.63 0.72 0.77 dividida en varios grupos. En concordancia con la demanda de
0.50 0.62 0.71 0.76 potencia reactiva, se conectarán y desconectarán a mano o
automáticamente los diferentes grupos.

9. Forma de dimensionar los siendo:
condensadores para compensación individual M = par motor (Nm)
F = fuerza (N)
V = velocidad (m/s)
Con el fin de evitar una sobrecompensación y, por tanto, el pe- n = velocidad de rotación (rpm)
ligro de que sobrevenga una autoexcitación, después de desco-
nectar el motor, se compensa, por regla general, aproximada- Conversión de potencia en kW a
mente el 90% de la potencia reactiva en vacío. Las condiciones potencia en CV (HP métricos), y viceversa
técnicas de conexión de VDE, considerando lo expuesto anterior-
mente, indican para la compensación individual de motores las Potencia (kW) = 0.73 potencia (CV)
siguientes potencias de los condensadores aproximadamente: Potencia (CV) = 1.36 potencia (kW)
Los condensadores se conectan directamente a los bornes
U.V.W. del motor. Conversión de potencia en kW a potencia
en HP del sistema inglés (horse power)
Potencia del motor Potencia del condensador
(kW) (kVar) Potencia (kW) = 0.746 potencia (HP)
4.0 a 4.9 2 Potencia (HP) = 1.34 potencia (kW)
5.0 a 5.9 2.5
6.0 a 7.9 3 Curva característica del par resistente
8.0 a 10.9 4
11.0 a 13.9 5 Para comprobar los procesos de arranque y de frenado, y para
14.0 a 17.9 6
18.0 a 21.9 8
seleccionar la velocidad del motor a utilizar, se necesita conocer
22.0 a 29.9 10 la curva del par resistente de la máquina accionada (par de car-
A partir de 30.0 35% aprox. de la potencia ga), en dependencia de la velocidad de rotación. Las formas bá-
nominal del motor sicas representativas de los pares resistentes se reproducen en la
figura inferior izquierda. En la figura inferior derecha se muestra
el curso correspondiente de la potencia necesaria.
Cálculo de la potencia y del par motor
La potencia (kW) o el par motor de accionamiento (Nm) y la Par resistente en dependencia Potencia en dependencia
de la velocidad de rotación de la velocidad de rotación
velocidad del rotor (rpm), durante el servicio nominal de la má-
quina impulsada, tienen que conocerse con la mayor exactitud
posible.
1
La potencia se expresa de la siguiente forma: 4
M•n
Par resistente
Par resistente
P (kW) = 1
9.55 1000 2 4 2
siendo: 3 3
P = potencia (kW)
M = par motor (Nm)
Velocidad de rotación Velocidad de rotación
n = velocidad de rotación (rpm)
Trantándose de una fuerza F que describa un movimiento rec- 1.Par resistente prácticamente constante, potencia proporcional
tilíneo con una velocidad v, la potencia es: a la velocidad de rotación.
Se establece normalmente, en mecanismos elevadores, bom-
P = F•v bas y compresores de émbolo que impulsen venciendo una
presión constante, laminadores, cintas transportadoras, moli-
siendo: nos sin efecto ventilador, máquinas herramientas con fuerza
P = potencia (Nm/s)
F = fuerza (N) de corte constante.
v = velocidad (m/s) 2.El par resistente crece proporcionalmente con la velocidad de
rotación y la potencia aumenta proporcionalmente con el cua-
El par motor equivalente de una fuerza sometida a movimien- drado de la velocidad.
to rectilíneo es: 3.El par resistente crece proporcionalmente con el cuadrado de
la velocidad de rotación, y la potencia con el cubo de la veloci-
F•V dad de rotación.
M = 9.55
n Rige normalmente para bombas centrífugas, ventiladores y
soplantes centrífugos, máquinas de émbolo que alimenten
una red de tuberías abiertas.

10. Motores trifásicos de inducción
Generalidades
4.El par resistente decrece en proporción inversa con la veloci- Para reducir el momento de inercia de un cuerpo con una ve-
dad de rotación, permaneciendo constante la potencia. locidad de rotación cualquiera, a la velocidad de giro del eje del
Solamente se considerará este caso para procesos de regula- motor, o para pasar de una masa sometida a un movimiento rec-
ción, presentándose en los tornos y máquinas herramientas si- tilíneo a un momento de impulsión equivalente, se hará uso de
milares, máquinas bobinadoras y descortezadoras. la relación que a continuación se expone:
Si la transmisión se ejecuta con correas o engranajes, el par re-
sistente se reducirá a la velocidad de rotación del motor.
M • n2
M1 = 2
- J ext. referido a n mot: (Jext) nmot = Jext •
( )
na
nmot
2
n1
- J total, referido al eje del motor:
siendo:
M1 = par resistente en el eje de motor nmot
M2 = par resistente en el eje de la máquina
n1 = velocidad de rotación del motor Jmot
n2 = velocidad de rotación de la máquina
El par de arranque tiene que conocerse con la mayor exactitud Jext
posible.
na
Determinación del momento de inercia (Σ J) nmot = Jmot + (Jext) nmot
En los procesos de arranque y frenado habrá que conocer,
además de la curva representativa del par resistente, el momen- Si se trata de masas sometidas a movimientos rectilíneos, tales
to de inercia de la máquina y del acoplamiento, expresado en kg como los accionamientos de mesas o de carros, el momento de
m2 y reducido a la velocidad de rotación del motor. inercia equivalente referido al eje del motor se calcula de la for-
El par de inercia no es un par de giro sino una característica ma siguiente:
propia de un cuerpo referido a su eje de giro. El par de inercia es
la suma (integral) de todas las partículas (Dm) de un cuerpo,
( )
m 60V 2
J = 4π nmot
multiplicada cada una por el cuadrado de su distancia al eje de
giro es decir,
siendo:
J = momento de inercia (kgm2) de la máquina accionada
J = ∆ m1 r2 + ∆ m2 r2 + ... = Σ ∆mr2 m = carga (kg)
V = velocidad (m/s)
En caso de cuerpos complicados, se determinará el momento nmot = velocidad de rotación (rpm)
de inercia de la parte giratoria mediante una prueba de parada
por inercia. A continuación se presentan dos ejemplos del cálcu- Si varía la carga, así como en casos de servicio de breve dura-
lo del momento de inercia, ción o servicio intermitente, tiene que conocerse además el ciclo
de trabajo (par motor en dependencia del tiempo).
a)Siendo un disco de espesor constante y radio geométrico ra:
Protección del motor
ra Radio de aplicación de la inercia
rc En términos generales, los motores se pueden proteger de las
ri = r2
√2 siguientes maneras:
Par de inercia
disco a)Con un guardamotor cuya función es proteger el motor contra
1 mr 2
J =
2 a sobrecargas y cortocircuitos por medio de disparadores de
∆ m1 sobreintensidad regulables que se deben graduar exactamen-
J = par de inercia (Kg m )
2
te a la intensidad nominal del motor y disparadores de
m = masa (Kg)
d
d = diámetro geométrico (m) sobreintensidad electromagnéticas sin retardo, que actúan al
originarse un cortocircuito.
b)Mediante fusibles, contactor y relé bimetálico; de esta forma
b) Si se trata de una corona circular de espesor constante y diá- se obtiene tanto la protección de cortocircuito y sobrecarga
metros geométricos d1, d2: como la de marcha en dos fases. Permite además, mando a
distancia.
Diámetro de aplicación de la inercia Par de inercia
d12 + d22 d12 + d22
D = J = m
2 8

11. Pares e lntensidades
Mk
El campo magnético giratorio generado en el estator corta las
barras conductoras de corriente del rotor, produciendo en ellas
M
M n = par nominal
un momento de giro (par motor) que origina el movimiento rota- Ma M = par motor
m
Ms
tivo. M L = par resistente
Mb
La potencia y el par nominal de un motor caracterizan su capa- MN
M b = par de aceleración
cidad de carga, a la velocidad nominal, bajo condiciones de ser- M a = par de arranque
Mn
vicio normales. M k = par máximo
En las ranuras del estator formado de chapa magnética va in- M s = par mínimo
n = velocidad nominal
ML
troducido el devanado primario, el cual determina fundamental- ns
N
n = velocidad síncrona
mente los datos eléctricos del motor y genera el campo magnéti- 0 nN n
s
co de velocidad sincrónica, por ejemplo, 3.600 r.p.m. en el caso
de dos polos, 1.800 r.p.m. en el caso de cuatro polos, si la fre-
cuencia de la red es de 60 Hz. Puntos característicos de la curva son el par de arranque, Ma,
Las ranuras ejecutadas en la periferia de las chapas magnéti- el par mínimo Ms y el par máximo Mk.
cas del rotor alojan el devanado secundario, que tiene forma de
jaula y se fabrica de aluminio. La construcción de la jaula ejerce Según las definiciones recogidas en VDE 0530.
decisiva influencia sobre el comportamiento del par durante el
proceso de arranque. - Par de arranque es el par mínimo que desarrolla el motor par-
Las secciones de las barras de las jaulas de los rotores son muy tiendo del estado de reposo, estando el rotor en la posición
diferentes, según tamaño del motor, clase y serie de fabricación. más desfavorable, a la tensión y frecuencia nominales, una
Cada forma de la sección de la barra da como resultado una con- vez terminados los procesos de compensación.
ducción diferente de corriente y, consecuentemente, otra curva
del par motor. - Par mínimo es el par más pequeño en la gama de velocidades
comprendida entre el estado de reposo y el par máximo, a la
Ejemplo de diferentes secciones tensión y frecuencia nominales.
de ranuras en los rotores de la jaula de ardilla
- Par máximo es el mayor par que desarrolla un motor durante
el proceso de arranque a la tensión y frecuencia nominales.
Los valores correspondientes al par de arranque, al par míni-
mo y al par máximo, así como la intensidad en el arranque para
un cierto motor, se indican en las tablas de selección respectivas.
Como la característica del par motor durante el proceso de
aceleración depende del dimensionamiento eléctrico, la caracte-
rística del motor tiene que elegirse en correspondencia con el
concurso del par resistente de que se trate, es decir, que habrá
que tomar una de las clases de pares posibles, de acuerdo con
las tablas de selección. Los motores con clases de pares, por
ejemplo KL 10 ó KI 16, por la clasificación de sus pares dan a co-
nocer que están proyectados, en caso de conexión directa, para
acelerar venciendo un par resistente del 100% ó 160% del nomi-
nal. Esto significa que el par motor está con seguridad por enci-
ma del mencionado valor, de forma que se cuenta con un par de
El par que desarrolla un motor en su eje presenta una magni- aceleración suficientemente elevado para que la máquina accio-
tud muy variable para las velocidades comprendidas entre n=0 y nada, partiendo de la velocidad de rotación cero, llegue a la pro-
n=ns. El curso característico del par respecto a la velocidad de ro- pia del servicio.
tación del motor trifásico con rotor de jaula queda representado
en el diagrama siguiente. (Curva característica del par).

12. Motores trifásicos de inducción
Generalidades
Tratándose de motores con 2 clases de par (si esto se hubiese La velocidad nominal de rotación del motor se diferencia de la
previsto), el inferior se utilizará, principalmente, para accionar velocidad de sincronismo en el deslizamiento nominal SN.
con conexión directa. La clase de par superior se utilizará cuando
la intensidad de arranque deba ser baja, recurriendo para ello a
nS - nN
la conexión en Y ∆, o cuando si se conecta directamente, se pre- SN =
nS
100
tenda conseguir un par de arranque elevado (para arranque pe-
sado).
siendo:
SN = deslizamiento nominal (%)
Para conexión directa nS = velocidad de sincronismo (rpm)
% nN = velocidad nominal de rotación (rpm)
600
El par motor nominal se calcula de la siguiente forma:
500 1.000
MN = 9,55 • PN •
nS
Par motor e intensidad
400
MN = par motor nominal (Nm)
300 nS = velocidad sincrónica (rpm)
PN = potencia nominal (kW)
200
100
Características del par motor
0 20 40 60 80 100 para accionamientos especiales
Velocidad de rotación
... = Par resistente durante el arranque A) Motores con rotor de jaula mecanismos elevadores
Para conexión directa y arranque en estrella - triángulo En el servicio de los mecanismos elevadores, los motores fun-
cionan raras veces durante largo tiempo a la plena velocidad de
%
600 rotación. No tiene, por tanto, gran importancia que se establez-
ca una elevada pérdida de deslizamiento, debido a ello es posi-
500 ble ejecutar los motores con un deslizamiento máximo mayor.
I∆ De esta manera resulta un arranque elástico.
Par motor e intensidad
400 Para el servicio de los mecanismos elevadores, los motores
con rotor de jaula se construyen con par de las clases KL 13h y
300 KL 16h, es decir, que el motor puede arrancar con seguridad
Μ∆
venciendo un par resistente del 130% ó del 160% del par nomi-
200
IY nal. La letra "h" indica que el curso de la característica del par
100 MY
motor se ha adaptado a las condiciones particulares del servicio
de esta clase de mecanismos. Por ejemplo, con una duración de
conexión del 40%, estos motores, en lo que afecta a la potencia,
0 20 40 60 80 100 % ofrecen un par de arranque doble o triple de normal y una inten-
Velocidad de rotación sidad de arranque aproximadamente cuatro o cinco veces mayor
% que la normal. En este caso, el par de arranque es el par máximo
600 que puede presentarse en la gama comprendida entre el estado
de reposo y la velocidad de rotación nominal.
500
B) Motores con rotor de jaula para accionamiento de prensas
Par motor e intensidad
400
I∆
Para accionar prensas con grados de inercia elevados, se utili-
300
Μ∆ zan frecuentemente motores provistos de rotores llamados de
200 deslizamiento o de resistencia. Estos motores tienen aproxima-
damente sólo el 80% de la potencia nominal normal, y presen-
IY
100 MY tan un deslizamiento doble del de la ejecución normal. La clasifi-
cación del par es, por ejemplo, KL 10s (rotor de deslizamiento).
Los motores tienen un par de arranque de 1,7 veces el par no-
0 20 40 60 80 100 %
minal aproximadamente, y absorben una intensidad inicial en el
Velocidad de rotación
arranque que es unas 4 veces la nominal (para más detalles, há-
gase la consulta correspondiente).

13. Determinación del tiempo de arranque Tiempos de arranque aproximados
de motores con rotor de jaula
Si se conoce el par medio de aceleración, se puede determinar que arrancan en vacío
aproximadamente el tiempo de duración del ciclo de arranque,
desde n = 0 hasta n = nb de la siguiente forma: El diagrama de la figura da a conocer los tiempos aproximados
de arranque en vacío (sin contar el momento de impulsión adi-
ΣJ • nb
ta = cional externo) de motores tetrapolares con rotor de jaula, pro-
9,55 Mbmi
vistos de refrigeración de superficie (valores medios).
ta = tiempo de arranque (s)
J = momento de impulsión total (kgm2)
S
nb = velocidad de rotación de servicio (rpm)
Mbmi = par medio de aceleración (Nm) 1.0
0.6
Tiempo de arranque en vacío
0.4
La figura expone un método sencillo para determinar, de for-
ma relativamente exacta, el par medio de aceleración. Gráfica- 0.2
mente se obtendrá el valor medio (por ejemplo, contando los 0.1
cuadros sobre un papel milimetrado) de la característica del par
motor y del par resistente. 0.04
0.02
Determinación del par medio de aceleración
0.01
0.1 0.4 1.0 4.0 10 40 100 400 1000 kW
M Potencia del motor
Mm
Los tiempos de arranque en vacío no deben considerarse para
estudiar los procesos de arranque, en lo que a la solicitación tér-
Mbmi mica de los motores se refiere.
Métodos de arranque
ML Los motores trifásicos con rotor de jaula se deberán conectar
directamente, siempre que sea posible.
Hay que observar que, para un determinado motor, existe ya
nb n una curva característica del par motor y de la intensidad, con in-
Mm = par motor dependencia de la dificultad del arranque. El método de arran-
ML = par resistente que más usado es la conexión Y∆.
Mbmi = par medio de aceleración Se realizará el arranque en estrella-triángulo, cuando se re-
nb = velocidad de rotación de servicio
quiera un par motor especialmente bajo (arranque suave) o se
exija que las intensidades en el arranque sean reducidas (por
El momento de inercia total es igual al momento de inercia del ejemplo, porque así lo solicite la compañía distribuidora de ener-
motor más el correspondiente a la máquina accionada y al aco- gía eléctrica).
plamiento o bien más el correspondiente a las poleas (reducido a El par de arranque, el par máximo y todos los otros valores del
la velocidad de rotación del eje del motor). par motor, así como de la intensidad de arranque, se encuentran
Si el tiempo de arranque así determinado fuese superior a comprendidos entre el 25% y el 30% de los valores que rigen en
10 s. aproximadamente, sería preciso consultar para determinar caso de conexión directa.
si el arranque es admisible, considerando el calentamiento del El par resistente durante el tiempo de arranque en que se esta-
motor. Igualmente será necesario verificar el cálculo en caso de blece la conexión en Y tiene que ser bastante menor que el par
que en pequeños intervalos se repitan los arranques. motor. En la mayoría de las ocasiones, esto equivale a arrancar
En caso de que, por ser grande el momento de inercia y eleva- en vacío. La conmutación de estrella a triángulo se realizará sólo
do el par resistente, no se pueda conseguir un arranque correcto cuando el motor se encuentre en un régimen de velocidades que
utilizando un motor con la clase de par más elevada de las que esté próximo al de servicio.
figuran en las tablas de selección, habrá que tomar un motor
mayor.