Analise Falha Enrolamento Motor

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ANÁLISIS DE FALLA DEL ALAMBRE ESMALTADO DEL BOBINAD O DE 
UN MOTOR DE 300HP, A PARTIR DE SU CARACTERIZACIÓN 
MICROESTRUCTURAL 
 
Copyright IEEE 
Trabalho no. PCIC BR-2006-10 
 
 O. A. Lambri, G. I. Zelada-Lambri y J. A. Cano R. R. Mocellini y O. Stampella 
 Facultad de Ciencias e Ingeniería. Inst. Física Rosario- Petrobras 
 CONICET- Universidad Nacional de Rosario. 
 Avda. Pellegrini 250 Puerto General San Martín 
 (2000) Rosario Argentina 
 Argentina ricardo.mocellini@petrobras.com 
 olambri@fceia.unr.edu.ar oscar.stampella@petrobras.com 
 
Resumen – Este trabajo presenta el análisis del origen de 
un tipo de falla repetitiva en la aislación del material 
constituyente del bobinado de un motor eléctrico de 300 
HP, que se hallaba en servicio en una planta industrial. De 
este análisis, se desprende que la falla se debe al 
envejecimiento por microfatiga mecánica, de origen 
electrodinámico, del alambre en servicio; la cual produce la 
aparición y evolución de microgrietas sobre el 
recubrimiento de esmalte aislante. 
 
Palabras claves — Microplasticidad, recuperado, grietas, 
espectroscopía mecánica, análisis térmico diferencial, 
propagación ultrasónica. 
 
I. INTRODUCCION 
 
En este trabajo, se estudia la microestructura del 
material que constituye el bobinado de un motor eléctrico 
de 300 HP, con el objetivo de establecer los motivos de un 
tipo de falla repetitiva de aislación durante el servicio. Para 
esta tarea, primeramente se llevó a cabo un relevamiento 
del estado de funcionamiento en planta, efectuado por el 
equipo de mantenimiento eléctrico de la empresa, a fin de 
descartar causas externas (polvo, humedad, refrigeración, 
etc.). Luego, y a fin de establecer las causas intrínsecas 
del tipo de falla reportada, se realiza una caracterización 
microestructural del alambre de cobre (sustrato) del 
conductor esmaltado (material compuesto, cobre más 
recubrimiento) en dos estados: nuevo (sin uso) y después 
de la falla. En el presente estudio se emplearon diferentes 
técnicas experimentales: espectroscopía mecánica, 
análisis térmico diferencial, propagación ultrasónica, 
ensayos de microfatiga y microscopía de luz. 
Es interesante destacar que el estudio que aquí se 
presenta es fundamentalmente diferente a los estudios de 
vibraciones o de ruido [1]. En efecto, en el presente trabajo 
se estudian las probabilidades de falla a nivel del 
componente del bobinado en relación con los estados de 
solicitaciones durante el servicio. Esto brinda más 
información que un estudio usual de ruido (por ejemplo 
mediante acelerómetros) que solo brindan información de 
la repuesta sobre la imagen del ruido en el sistema. 
 
II. DETALLES EXPERIMENTALES 
 
A. Características del Motor Estudiado 
 
El análisis de falla se realizó para un motor trifásico 
asincrónico. La velocidad nominal es de 1488 R.P.M. (4 
polos). La tensión de alimentación en conexión triángulo es 
440 V (50 Hz), con una corriente de 354 A y una potencia de 
300 HP. Protección: IP 23. Factor de servicio: 1,15. 
El paquete tiene un diámetro interior de 352 mm y una 
longitud de 330 mm. El número de ranuras es 72. 
El conductor original del bobinado del motor era 
planchuela de 1,8 x 7 mm, con un paso 1 / 14 con conexión 
4 x Paralelo – 12 bobinas séxtuples iguales. Vueltas 7 + 7 y 
una altura de la cabeza de bobina de 140 – 130 mm. 
En el primer rebobinado la planchuela original fue 
reemplazada por 6 conductores aislados en paralelo. El 
conexionado se realizó en 4-paralelo y la impregnación con 
barniz para clase térmica “F”. El alambre empleado fue de 
diámetro 1,5 mm, aislado con resina Poliester-imida clase 
“H” (180 °C), espesor medido; 40 µm. Tensión de 
perforación; 175 V/µm. Para esta configuración del bobinado, 
involucrando los 6 alambres aislados en paralelo es donde 
se realiza el análisis de falla. 
Debido a su gran corriente de arranque, esta máquina 
dispone de un arrancador suave a tiristores, que genera una 
rampa de tensión con limitación de la corriente. Los valores 
promedios de la corriente durante el arranque fueron, Ia = 
1060 A y en marcha normal la corriente fue, Ic = 230 ± 10 A. 
La medida de corriente con rotor bloqueado fue, Ib = 2500 A. 
La Fig. 1 muestra el pulso permanente de la corriente de 
carga durante el funcionamiento, medido en un registrador, 
comportamiento que refleja las variaciones permanentes de 
la carga en la máquina impulsada, una prensa desaguadota 
de caucho. 
 
 
Fig. 1: Comportamiento de la corriente de carga (Curva de 
trazo grueso, las demás grafican otras variables). 
 
B. Relevamiento en Planta 
 
La falla estaba localizada en la cabeza de una bobina y 
había afectado a la bobina de otra fase. No había espiras 
recalentadas, ni signos de sobrecalentamiento general. El 
 
tipo de falla presenta características similares a otras tres 
verificadas en los últimos cinco años de servicio. 
El sistema de ventilación está compuesto por un 
conducto que trae aire limpio hasta el motor desde una 
rejilla de toma en el ambiente exterior del edificio. 
Se analizaron diversas causas que podrían originar 
daños a los materiales dieléctricos, que pudiesen estar 
presentes en este caso, según la siguiente clasificación: 
de origen eléctrico, mecánico, térmico, humedad, y 
contaminación con químicos. Del análisis de estas posibles 
causas, si bien se verificó la existencia de humedad, no se 
desprende una explicación completamente satisfactoria para 
el tipo de falla reportado y en consecuencia se decide 
analizar las características intrínsecas del material que 
constituye el bobinado del motor [2,3]. 
 
C. Ensayos de Laboratorio 
 
Las mediciones de espectroscopía mecánica (EM) se 
realizaron en calentamiento a una velocidad de 1º/minuto, 
bajo alto vacío de 10-5 Pa, en un espectrómetro operando en 
decaimiento libre a una deformación máxima sobre la 
superficie de la muestra de 5x10-5. Las mediciones de EM 
involucran mediciones simultáneas del amortiguamiento y 
del módulo elástico solicitado, en este caso el módulo de 
corte. El amortiguamiento se define como proporcional al 
cociente entre la pérdida de energía vibracional por ciclo y la 
energía vibracional suministrada al sistema por ciclo [4, 5]. 
Las mediciones de análisis térmico diferencial (DTA) se 
realizaron en un equipo operando en configuración 
calorimétrica, empleando crisoles de acero inoxidable, bajo 
atmósfera de argón de pureza a una velocidad de 
calentamiento de 7º/minuto [6]. 
Las mediciones de propagación ultrasónica se realizaron a 
temperatura ambiente empleando un oscilador compuesto, 
de longitud de onda media. Se realizaron medidas en la 
modalidad “pulse echo” y “pulse trans” [4, 7]. 
Las mediciones de microfratiga se realizaron a 
temperatura ambiente en torsión en función de la 
deformación y del número de ciclos para energía, mecánica, 
entregada al sistema constante [3]. 
 
D. Muestras Estudiadas 
 
Los ensayos descriptos en el punto C se efectuaron sobre 
muestras que se obtuvieron de los alambres de los 
bobinados del motor, denominadas en adelante “Muestras 
Bobinado” y sobre aquellas obtenidas del alambre esmaltado 
empleado para construir las bobinas y que nunca fuera 
usado para armar una bobina, llamadas “Muestras Sin Uso”. 
Previo a los ensayos, los recubrimientos de las muestras 
se removieron por desbaste y pulido mecánico, y la 
superficie fue sometida a pulido. Las muestras de ambos 
tipos se tomaron de secciones aproximadamente lineales, es 
decir no fuertemente curvadas. Las llamadas Muestras 
Bobinado se obtuvieron de las secciones adyacentes a la 
zona fallada. 
Las dimensiones nominales de las probetas estudiadas 
para los ensayos de EM y microfatiga fueron: 1 mm de radio 
y 25 mm de longitud. Para los ensayos de microfatiga se 
estudiaron también alambres con su recubrimiento. Para los 
ensayos de DTA se cortaron varios trozos de alrededor de 5 
mm de longitud con una sierra de baja velocidad de manera 
de llenar el volumendel crisol. 
La longitud de las muestras para los ensayos de 
propagación ultrasónica fue de 25.4 mm, valor que 
representa un múltiplo de la semi longitud de onda del 
sistema. Las muestras fueron cortadas con sierra de baja 
velocidad. El cemento utilizado fue la Gotita de Poxipol, con 
un tiempo de curado no menor a 60 minutos. La condición de 
resonancia se determinó mediante la Transformada Rápida 
de Fourier en tiempo real. 
 
III. RESULTADOS Y DISCUSION 
 
A. Estudios en Función de la Temperatura 
 
La Fig. 2 muestra el termograma medido durante el 
primer calentamiento, después de la substracción de la 
línea base, para las muestras bobinado y las muestras sin 
uso. La substracción de la línea base se realizó mediante 
software especial [8]. 
 
 
Fig. 2: Termograma medido durante el primer calentamiento 
para una muestra sin uso y una muestra bobinado. 
 
 En la Figura se puede observar para la muestra bobinado 
la aparición de un pico exotérmico entre alrededor de los 
500K y los 750K. Mientras que para la muestra sin uso, se 
puede observar también un pico exotérmico a alrededor de 
los 700K, pero menos ancho e intenso. 
 El pico exotérmico se reduce a alrededor del 50% de su 
intensidad durante la segunda corrida ascendente en 
temperatura para las muestras bobinado. Además éste es 
casi imperceptible para la segunda corrida en calentamiento 
en las muestras sin uso. 
 Esta temperatura de pico encontrada para las dos 
muestras, cercana a 700K, es aproximadamente el 50% de 
la temperatura de fusión del cobre [9]. Por lo tanto, la 
aparición de un pico exotérmico a esta temperatura está de 
acuerdo con un proceso de recuperado de la estructura y 
aun también recristalización [10]. En efecto, durante las 
segundas corridas en temperatura, la intensidad del pico 
exotérmico se reduce, lo cual está de acuerdo con la 
reorganización de la microestructura del cobre después del 
primer calentamiento. 
La Fig. 3 muestra el comportamiento del amortiguamiento 
medido para las muestras sin uso, representado por 
símbolos vacíos y las muestras bobinado, representados por 
símbolos llenos. En la Figura se presentan dos subidas 
consecutivas en temperatura para ambos tipos de muestras. 
Para las muestras bobinado la primera corrida en 
temperatura se realizó hasta los 1000K, mientras que las 
posteriores hasta 800K. En contraste, para las muestras sin 
uso la temperatura máxima de ciclado fue de alrededor de 
800K [3]. En la Figura sólo se han representado 1 de cada 
10 puntos medidos en cada curva por claridad. 
 
 
 
Fig. 3. Espectros de amortiguamiento medidos en 
calentamiento para una muestra bobinado (símbolos llenos) 
y para una muestra sin uso (símbolos vacíos). 
 
 Como puede observarse de la Figura, el amortiguamiento 
decrece fuertemente durante la segunda corrida en 
temperatura para ambos tipos de muestra. Esta reducción en 
los valores de amortiguamiento, se indica en la Fig. 3 
mediante las flechas de líneas llenas y de trazos para las 
muestras bobinado y sin uso, respectivamente. Durante la 
segunda corrida en calentamiento se puede observar que se 
resuelve claramente el pico de relajación de borde de grano 
característico del cobre a 500 K [4] y que desaparece el 
máximo a mayores temperaturas, el cual tenía una altura de 
alrededor de 35 x10-3. 
 Posteriores corridas en temperatura para una muestra sin 
uso mostraron un comportamiento similar. 
 La Fig. 4 (a) muestra el comportamiento del módulo 
elástico de corte en función de la temperatura para las dos 
corridas ascendentes, medido para las muestras bobinado. 
 
 
Fig. 4 (a) Módulo elástico de corte en función de la 
temperatura para Muestras Bobinado 
 
 Como puede observarse de la figura el módulo presenta 
un comportamiento anómalo en función de la temperatura a 
alrededor de 600K durante el primer calentamiento. En 
efecto, el módulo no muestra un decremento conforme 
aumenta la temperatura, mostrando una meseta entre los 
550 K y 770 K. Durante el segundo calentamiento el escalón 
en 600 K prácticamente no está presente. El intervalo de 
temperatura de aparición de este comportamiento anómalo 
en el módulo coincide con el intervalo de temperatura de 
aparición del pico de amortiguamiento que aparece a mayor 
temperatura durante la primer corrida (Fig. 3). 
Este comportamiento del módulo es típico de una 
reorganización de la microestructura, yendo a un estado de 
menor energía [11], lo que está de acuerdo con los 
termogramas de la Fig. 2 y con la reducción de la altura de 
pico del pico a mayores temperaturas. 
La Fig. 4 (b) muestra el comportamiento del módulo 
elástico de corte para dos corridas ascendentes medidos 
para muestras sin uso. 
También puede observarse de la Fig. 4 (b) para el primer 
calentamiento, que el módulo presenta un comportamiento 
anómalo. Este comportamiento no aparece en la siguiente 
corrida ascendente en temperatura, si bien puede resolverse 
otro escalón hacia arriba a mayores temperaturas (alrededor 
de 700 K), relacionado también con la evolución del 
recuperado de la estructura. 
El rango de temperaturas donde aparece este estadio de 
anormalidad en el comportamiento del módulo corresponde 
al intervalo de temperatura del pico de amortiguamiento a 
mayor temperatura, de la misma forma que sucediera para 
las muestras bobinado. En efecto, este pico y su estadio en 
el módulo están relacionados, como en el caso anterior para 
las muestras usadas (Muestras Bobinado), con un proceso 
de recuperación de la estructura, de acuerdo con los 
resultados de análisis térmico diferencial reportados en la 
Fig. 2. 
 
 
Fig. 4 (b). Comportamiento del módulo elástico de corte para 
la Muestra Sin Uso 
 
 De la comparación de los espectros de amortiguamiento 
para los dos tipos de muestras, que se presenta en la Fig. 3, 
surge que el máximo de amortiguamiento a alrededor de los 
600 K es de similar intensidad para los dos tipos de muestras 
durante la primera corrida en temperatura. La zona de no 
decrecimiento durante la primer corrida en temperatura 
aparece mas marcada para las muestras bobinado. 
Es interesante destacar que durante la segunda corrida 
ascendente en temperatura las muestras de tipo muestra 
bobinado, presentan un pico de amortiguamiento en la 
posición del pico de borde de grano característico, que 
resulta mucho más intenso que en las muestras llamadas 
muestras sin uso. En efecto, la disminución de los valores de 
amortiguamiento en la muestra sin uso es mucho mayor, 
como lo indica la flecha en línea de trazos, que la reducción 
que se observa en la muestra bobinado (flecha en línea 
llena). Estos valores más altos del amortiguamiento en las 
muestras bobinado durante la segunda corrida ascendente 
en temperatura pueden atribuirse a la remanencia de 
tensiones internas en la muestra y por lo tanto a la aparición 
de un pico de amortiguamiento superpuesto sobre el pico de 
 
borde de grano. Lo arriba expresado está de acuerdo con los 
resultados de DTA que indican aun la existencia de un pico 
exotérmico durante la segunda corrida, para las muestras 
bobinado. 
Además, debe remarcarse que los efectos remanentes 
perduran con mayor intensidad en las muestras de tipo 
muestras bobinado que en las tipo muestras sin uso, aún 
cuando la temperatura máxima en las medidas de EM para 
las muestras usadas fue de 1000 K. Por lo tanto, 
considerando una dependencia exponencial con la 
temperatura para la movilidad de defectos, esto último 
también indica que las muestras que fueron sometidas a 
servicio (muestras bobinado) presentan una cantidad más 
importante de efectos plásticos y microplásticos acumulados 
que las muestras sin uso. 
 
B. Estudios de Propagación Ultrasónica 
 
La Fig. 5 muestra el espectro de frecuencias medido 
para una muestra sin uso y sin recubrimiento. 
Podría enunciarse que la presencia de las tensiones 
internas lleva a valores mayores del módulo de Young en 
alrededor de un 10 a 20% en las muestras bobinado que 
en las muestrassin uso. Sin embargo este resultado debe 
ser manejado con cuidado y no puede ser afirmado ya que 
la dispersión que se ha encontrado entre diferentes 
medidas para distintas muestras de un mismo tipo de 
muestra es cercana al entorno de variación antes 
mencionado. 
La gran dispersión en los valores de módulo medidos 
puede residir en la reducida área de contacto del alambre 
en estudio para la transmisión de la onda elástica, en 
relación al diámetro de la barra (10mm). 
Relaciones entre los armónicos entre los dos tipos de 
muestras tampoco pudieron ser encontradas [7]. 
 
 
Fig. 5: Espectro de frecuencias para una muestra sin uso 
con el recubrimiento removido, medido a temperatura 
ambiente. 
 
C. Estudios en Función de la Deformación. Ensayos 
de Microfatiga. 
 
La Fig. 6 muestra el comportamiento del cobre del sustrato 
de una muestra sin uso en función de la deformación para 
distintos tiempos de envejecimiento, medidos a temperatura 
ambiente. Las medidas fueron realizadas a energía máxima 
de deformación constante. Para la deformación que resulta, 
para el nivel de energía prefijado, el sistema se deja oscilar 
libremente y el decaimiento del logaritmo natural de las áreas 
de las oscilaciones en función del número de períodos es 
ajustado mediante Chi2 y posteriormente derivado con 
respecto al número de períodos [12, 13]. Polinomios de 
grado menor a 3 fueron obtenidos. 
Tal como podía esperase dado que la microestructura 
está en un estado metaestable, a los niveles de 
deformación con microplasticidad empleados para la 
medición, hasta alrededor de 1 x 10-3, aparece un 
comportamiento no lineal. En efecto, esta dependencia del 
amortiguamiento con la deformación está asociada a que 
para un valor del doble de la tensión aplicada, no se 
produce un doble en la deformación [14]. 
Además, es interesante resaltar la evolución del 
amortiguamiento en función de la deformación, en función 
del tiempo de vibración. La ley de dependencia con la 
amplitud de deformación cambia después de 12 horas de 
vibración, las curvas presentan un valor más alto de 
amortiguamiento a bajas deformaciones y una pendiente 
menor a altos valores de deformación. 
 
 
Fig. 6: Amortiguamiento en función de la deformación a 
temperatura ambiente para una muestra sin uso con el 
recubrimiento removido. 
 
Considerando el comportamiento de los espectros de EM 
(amortiguamiento y módulo) mostrados y los termogramas 
de DTA previamente mostrados en las Figs. 2 a 4 para las 
muestras sin uso, en donde se evidencia una 
microestructura en un estado metaestable es razonable 
que surja una reorganización de la estructura de 
dislocaciones por efecto de la vibración aplicada en el 
rango microplástico [15]. También podría ocurrir la 
generación de nuevas dislocaciones por efectos 
microplásticos, pero el primer efecto es sin duda el 
predominante. 
La pérdida de pendiente de la curva de amortiguamiento 
en función de la deformación, se produce debido a que el 
arreglo de las posibles dislocaciones a desanclar desde 
anclantes débiles, ya se encuentra desanclado a altas 
deformaciones y por lo tanto la cantidad de energía disipada 
en calor alcanza su máximo, mientras que al seguir 
aumentando la deformación, la energía mecánica brindada al 
sistema aumenta, llevando a una pérdida de pendiente en 
las curvas. 
A medida que transcurre el tiempo de envejecimiento con 
vibración, se produce un aumento del amortiguamiento en 
función de la deformación, que se genera por el incremento 
de desanclajes de dislocaciones por el efecto de sacudida de 
defectos sobre la línea de la dislocación (zonas barridas) en 
la microestructura. 
Debe remarcarse un punto; aparece un incremento de la 
deformación para tiempos de vibración mayores a las 12 
 
horas. Este efecto se representa en la Fig. 7 en función del 
número de ciclos del ensayo de microfatiga. Esto indica que 
la reorganización de la microestructura, liberando 
dislocaciones y por consiguiente relajando tensiones en el 
cobre lleva a la reducción del módulo elástico efectivo de la 
muestra, con lo cual a igual cantidad de energía mecánica 
suministrada se produce el aumento de deformación durante 
la oscilación. Este efecto, generado por la inestabilidad 
plástica de las muestras resulta crítica para la supervivencia 
del compuesto bajo solicitaciones de servicio. 
 
 
Fig. 7: Deformación en función del número de ciclos de los 
ensayos de microfatiga. Símbolos vacíos: substrato de 
cobre sin uso. Símbolos llenos: alambre sin uso con su 
recubrimiento. 
 
La Fig. 8 muestra la evolución en microfatiga para un 
alambre esmaltado que no fue usado (compuesto, cobre 
con su revestimiento). Como puede observarse, las 
tendencias de dependencia son similares a las de la Figura 
6, apareciendo también el incremento de deformación, 
para igual energía de deformación máxima constante. El 
comportamiento relacionado con el incremento de la 
deformación producido por la vibración también se muestra 
para esta probeta en la Fig. 7, mediante símbolos llenos. 
 
 
Fig. 8: Amortiguamiento en función de la deformación a 
temperatura ambiente para un alambre esmaltado (cobre + 
recubrimiento) sin uso. 
 
Sin embargo, es interesante destacar que en este caso 
las curvas de amortiguamiento en función de la 
deformación, para altas deformaciones, no muestran una 
menor pendiente como en el caso anterior, sino que siguen 
la tendencia de la primera y aún aumentando la pendiente. 
Este efecto se produce ya que a estas deformaciones, el 
recubrimiento opera viscoelásticamente aumentando el 
amortiguamiento del material compuesto. Este punto es 
realmente crítico para la supervivencia del alambre en 
servicio, dado que este alargamiento aparecerá en el 
material del bobinado con el transcurso de las horas de 
trabajo, sometiendo al conjunto a microdeformaciones que 
generan un campo de tensiones extra sobre las bobinas. 
Es de destacar que este efecto aparece a 
microdeformaciones del orden 7x10-4 (muy por debajo del 
tradicional nivel nominal para la deformación plástica, 
0.01). 
La diferencia de módulos y de respuesta mecánica del 
recubrimiento y del cobre hacen que este comportamiento 
genere tensiones internas sobre el recubrimiento 
promoviendo la generación y propagación de fisuras. 
En efecto, por vibración del alambre esmaltado 
(compuesto) a una deformación máxima de torsión de 
1.5x10-4 durante 50 horas, se forman microgrietas sobre el 
recubrimiento. La Fig. 9, muestra una fotografía obtenida 
mediante microscopía de luz, donde se puede apreciar la 
aparición de las microgrietas como pequeñas rayitas 
luminosas perpendiculares a las líneas de deposición del 
recubrimiento y/o trefilado. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Fig. 9: Fotografía de la superficie aislante del conductor de 
cobre después de vibrar por 50 horas a 1.5x10-4. X100. 
 
La propagación de estas fisuras conforme se incrementa 
el tiempo de solicitación periódica lleva a la formación de 
zonas de recubrimiento que quedan desvinculadas del 
sustrato, algunas de las cuales se pierden de la superficie y 
por lo tanto reducen fuertemente su capacidad aislante y 
consecuentemente llevan al fallo en servicio. En efecto, la 
existencia de humedad favorece la aparición de corrientes de 
fuga entre espiras. Las cabezas de bobina son las zonas de 
falla predilecta, dado que constituyen el punto de 
concentración de tensiones y por ende son aquellas donde 
se potencian los fenómenos antes descriptos [3]. 
 
IV. CONCLUSIONES 
 
La falla del alambre conductor con su recubrimiento, se 
debe al envejecimiento por microfatiga, de origen 
electrodinámico-mecánico, del sustrato durante el servicio. 
Esto produce la aparición y evolución de microgrietas sobre 
el recubrimiento de esmalte. Las deformaciones en el rango 
microplástico llevan a una reorganización de la 
microestructura que se encuentra en un estado metaestable 
aún en alambres sin uso, la cual produce una reducción del 
 
móduloefectivo y por lo tanto a una deformación adicional 
para el estado de fuerzas solicitado. 
Además, la existencia de humedad favorece la aparición 
de corrientes de fuga entre espiras. 
Es importante destacar que el alambre analizado cumplía 
con la norma vigente, ésta hasta el momento no contempla 
los ensayos de microfatiga. 
Como resultado de este estudio se decidió rebobinar el 
motor con planchuelas de la misma clase térmica forradas 
con doble hilado de vidrio, previo ensayo de las mismas para 
verificar que su comportamiento ante este mecanismo de 
falla mejorase al del alambre estudiado. 
 
V. REFERENCIAS 
 
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constituye el bobinado de un motor eléctrico de 300 
HP, Undécimo Encuentro Regional Iberoamericano de 
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[15] G. I. Zelada Lambri, O. A. Lambri, G. H. 
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Austenitic Stainless Steels 316H and 304H. Its Relation 
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(1999), 248-256. 
 
VI. CURRICULA 
 
Osvaldo Agustin Lambri, nació en Rosario, Argentina en 
1963. Licenciado en Física de la Universidad Nacional de 
Rosario (UNR) 1989, Doctor de la UNR (esp. en Física de 
Materiales) 1993. Post-Doctoral posición en el Laboratorio de 
Materiales de la Universidad del País Vasco, Bilbao, España. 
Científico invitado del Institut für Werkstoffkunde und 
Werkstofftechnick, Clausthal University of Technology, 
Clausthal-Zellerfeld, Germany. Desde 1998, el Dr. Lambri es 
miembro de la Carrera del Investigador Científico del 
Consejo Nacional de investigaciones Científicas y Técnicas 
de Argentina (CONICET). Desde el 2002 es Director del 
Laboratorio de Materiales (LEIM) de la Escuela de Ingeniería 
Eléctrica (EIE) de la Facultad de Ciencias Exactas, Ingeniería 
y Agrimensura (FCEIA) de la UNR y Profesor de Materiales 
Eléctricos en la EIE, FCEIA, UNR. El también fue 
responsable de Proyectos de Investigación en el Instituto 
Laue-Langevin, Grenoble, Francia. Sus áreas de 
investigación actuales comprenden las propiedades 
mecánicas y transiciones de fases en superaleaciones y 
metales refractarios y las propiedades mecánicas y eléctricas 
de materiales poliméricos. 
 
Griselda I. Zelada-Lambri nació en Rosario, Argentina en 
1963. Licenciada en Física de la UNR, 1990. Desde 1998, 
ella es investigadora en el LEIM, EIE, FCEIA, UNR. 
Actualmente está realizando su Doctorado desde el 2003. Su 
Tesis Doctoral trata sobre el estudio y modelado de las 
propiedades mecánicas del Molibdeno a altas temperaturas. 
Actualmente es además docente de la EIE, FCEIA, UNR 
desde el 2004. 
 
José A. Cano nació en Rosario, Argentina en 1965. Terminó 
sus estudios de grado en la FCEIA; UNR, obteniendo el título 
de Ing. Electricista en 1999. En noviembre de 2004, obtuvo 
su título de Doctor en Ingeniería, desarrollando la Tesis 
titulada "Relación entre la Microestructura y las Propiedades 
Eléctricas y Magnéticas de Aleaciones Tecnológicas de Uso 
Magnético y Eléctrico". Actualmente se desempeña como 
docente investigador en el LEIM, EIE, FCEIA y además, es 
Jefe de Trabajos Prácticos de la asignatura Conversión de la 
Energía II y Secretario Académico de la EIE, FCEIA, UNR. 
 
Ricardo Raúl Mocellini, nació en San Lorenzo, Argentina en 
1956. Obtuvo su grado de Ingeniero Eléctrico en la UNR en 
2006. Actualmente tiene una posición Doctoral en el LEIM 
focalizada al estudio de propiedades dieléctricas de 
materiales tecnológicos. Éstá trabajando también en la 
División de Proyectos y Mantenimiento Eléctrico de la Planta 
de Petrobras Energía en Puerto General San Martín, desde 
1992. 
 
Oscar Alberto Stampella, nació en Alcorta, Argentina en 
1945. Obtuvo su grado de Ingeniero Electricista en la UNR 
en 1975. Desde 1977 trabajó en los sectores de Ingeniería y 
Construcciones y en la actualidad en la División de 
Proyectos y Mantenimiento Eléctrico de la Planta de 
Petrobras Energía en Puerto General San Martín.