Premature Wear and Recurring Bearing Failures in Three-Phase Induction Motors: A Case Study

Transcrição

1 58 IEEE LATIN AMERICA TRANSACTIONS, VOL. 9, NO. 4, JULY 011 Premature Wear and Recurring Bearing Failures in Three-Phase Induction Motors: A Case Study R. S. Araújo, R. A. Rodrigues, H. de Paula and L. M. R. Baccarini Abstract This paper provides an analysis about early incipient failures in three-phase induction motor bearings when driven by PWM inverters, focusing on a real industrial case. The preliminarily defined potential problems were firstly discussed on a theoretical basis and afterwards being experimentally assessed by means of vibration, stator current and common mode current data acquisition and analysis. Following the investigation, it was concluded that the presence of common mode currents at the verified levels could cause damages to the motor bearings. This result could be confirmed when the machine stopped working due to another failure of the bearings. Keywords Bearing failure, broken bars, common mode currents, harmonics, vibration. I. INTRODUÇÃO ARGAS motrizes industriais são geralmente acionadas Cpor motores de indução trifásicos que podem, com o uso, desenvolver falhas. Os motores se encontram em geral em pontos íticos do processo, e uma falha inesperada pode provocar paradas ou diminuição da produtividade dos processos industriais, resultando em prejuízos financeiros [1]. Publicações sobre a confiabilidade de motores demonstram que os rolamentos representam a principal causa de falhas em motores assínonos [], [3]. Estudos sugerem que, dentre as falhas eletricamente induzidas em rolamentos de motores de indução, a expectativa é que o percentual aumente em função da aplicação cada vez mais extensiva de inversores PWM. Na ocorrência da falha o motor apresenta indícios de defeitos de várias formas: mudanças nos sinais associados às vibrações mecânicas, variação na temperatura de operação e alterações no campo eletromagnético, dentre outras. Com isso, torna-se possível a detecção de defeitos quando estão ainda em fase de evolução, através da comparação de espectros de vibração [4], corrente elétrica [5], [6] e fluxo magnético [7], permitindo ao engenheiro de manutenção planejar uma ação corretiva e minimizar os impactos no processo produtivo. A aquisição e análise de sinais dinâmicos de motores tornaram-se uma tarefa mais simples com o desenvolvimento dos miocomputadores e softwares específicos. Porém, na prática, as indústrias priorizam a utilização da análise de vibração em mancais e rolamentos em função do maior R. S. Araújo, Universidade Federal de Minas Gerais, Departamento de Engenharia Elétrica, romero.araujo@arcelormittal.com.br R. A. Rodrigues, Universidade Federal de Minas Gerais, Departamento de Engenharia Elétrica, ronaldoa.rodrigues@arcelormittal.com.br H. de Paula, Universidade Federal de Minas Gerais, Departamento de Engenharia Elétrica, helder@cpdee.ufmg.br L. M. R. Baccarini, Universidade Federal de São João del Rei, Departamento de Engenharia Elétrica, rabelo@ufsj.edu.br número de ocorrências associadas aos mesmos. Tem-se como conseqüência a substituição desnecessária de componentes e a convivência com defeitos freqüentes, visto que suas causas não são devidamente investigadas. Objetivando determinar a causa de danos prematuros e recorrentes dos rolamentos de um motor de indução, inserido em um processo real, neste trabalho é feito um estudo do sistema elétrico de acionamento e coleta de dados relativos à vibração, corrente de estator e tensão e corrente de modo comum. Com a análise dos dados, a causa fundamental é então identificada dentro de um conjunto inicialmente definido de causas prováveis, tais como: (i) vibrações produzidas pelas oscilações de conjugado devido à existência de barras quebradas; (ii) presença excessiva de harmônicos de corrente de baixa ordem; (iii) correntes de modo comum geradas pela tensão de sequência zero do inversor; (iv) causas múltiplas provenientes da combinação dos fenômenos supracitados. O trabalho apresenta na seção II um estudo sobre as causas potenciais de falhas em rolamentos. Na seção III as técnicas de diagnóstico são discutidas. Por meio de análise dos dados em uma planta real, a causa fundamental de falha em rolamento será identificada e ações de mitigação e bloqueio da falha serão sugeridas na seção IV. As conclusões das pesquisas realizadas são apresentadas na seção V. II. CAUSAS POTENCIAIS DE DANOS Dentre as causas da deterioração dos rolamentos, podem ser citadas as correntes de modo comum que circulam pelos mesmos em função da carga eletrostática induzida no eixo do motor. Ao atingir patamares suficientemente elevados, tal carga rompe a rigidez dielétrica da graxa isolante e provoca uma corrente de descarga para a carcaça aterrada, através do rolamento. Essa descarga deteriora tanto as pistas como as esferas deste, cujos malefícios são gradativamente acumulados e conduzem à sua inutilização. Outro fator são as pulsações de conjugado que podem ocorrer devido à existência de harmônicos de baixa ordem na alimentação ou provenientes de possíveis barras quebradas. Tais causas potenciais de defeito em rolamentos são discutidas a seguir. A. Diagnostico de Barras Quebradas Em um motor de indução trifásico com rotor em gaiola, barras quebradas ou trincadas perturbam o fluxo magnético, fazendo flutuar a frequência do rotor e, consequentemente, a rotação e a corrente do motor. As pulsações que podem aparecer no conjugado desenvolvido pela máquina tornam-se uma das causas da deterioração dos rolamentos [8]. A evolução dos sistemas de aquisição e análise de dados possibilitou o desenvolvimento de novos métodos de detecção

2 ARAÚJO et al.: PREMATURE WEAR AND RECURRING 59 de barras quebradas, além da análise da assinatura da corrente do motor. Neste contexto, iniciou-se a aplicação da análise de vibração, estimadores em modo deslizante [9] e análise do fluxo magnético [10] no diagnóstico de barras quebradas. A.1 Análise por Corrente Elétrica Analisando-se a corrente de motores com barras quebradas no domínio da freqüência, diferenças são notadas nas bandas laterais ao redor da frequência fundamental. Segundo [11] a equação que define as frequências no caso da análise de corrente é fornecida pela equação (1), sendo f r a frequência da rede, s o escorregamento e k = 1,, 3..., n A detecção de barras rompidas é realizada a partir da verificação da amplitude da banda lateral mais próxima em relação à fundamental. Quanto maior o número de barras quebradas, menor será a diferença de amplitude. Em [1] é apresentada uma tabela que mostra a severidade e recomendações para a detecção de barras rompidas e ou trincadas. F ( Hz ) = 1 ± ks f (1) L ( ) r A. Análise por Vibração Mecânica A análise de barras quebradas usando espectro de vibração segue o mesmo princípio da análise da corrente, diferindo apenas na componente fundamental. A interação entre o campo produzido pelo estator com o campo do rotor produz torque e velocidades oscilantes. A frequência destas oscilações é dada por sf r [13]. Considerando que tanto a frequência da tensão e da corrente do estator como da corrente magnetizada no rotor são f r, o fluxo resultante desta interação produz uma frequência que é o dobro da freqüência da rede, ou fr [14]. Portanto, o escorregamento é dado pela equação (), sendo: fer a frequência da interação estator/rotor e f m o segundo harmônico da frequência de rotação. Os valores das frequências laterais de vibração são obtidos em (3), sendo f m a frequência de rotação do eixo e f s a frequência sínona. f er f m () s = f er f ( Hz) = f ± ksf (3) L m s B. Tensão de Modo Comum em Acionamentos PWM A tensão de modo comum é gerada naturalmente durante a operação de um inversor PWM trifásico, visto que a soma das tensões das três fases em relação a terra resulta em uma forma de onda em degraus, com variações equivalentes a um terço da tensão do barramento CC. Como resultado dessa tensão de modo comum, correntes transitórias de alta freqüência fluem pelas capacitâncias distribuídas do motor à terra. Em altas velocidades, não há contato elétrico entre o rotor e a pista externa do rolamento (aterrada), devido à distribuição plana do filme de graxa. Em virtude do acoplamento eletrostático entre o rotor e o estator e da existência da tensão de modo comum, o potencial do rotor eleva-se gradualmente com relação à terra até atingir um nível capaz de romper a rigidez dielétrica da graxa. Dessa forma, é gerada uma corrente de descarga, de natureza aleatória, que flui através dos rolamentos. Tais descargas dão origem a pequenos furos, que começam a se sobrepor e, caso haja correntes de descarga por longo tempo, sulcos serão formados. C. Harmônicos Produzidos Pelo Chaveamento PWM Apesar dos inversores modernos operarem com frequências de chaveamento suficientemente elevadas, a operação do motor com velocidades mais próximas da nominal requer o funcionamento do inversor na região de sobremodulação, fazendo com que harmônicos de baixa frequência, da ordem 6 k ± 1( k = 1,,...,n ), voltem a surgir em sua tensão de saída, resultando em pulsação e redução do conjugado. Tomando-se como exemplo o 5 o e 7 o harmônicos, tem-se que o primeiro é de sequência negativa, ao passo que o último é de sequência positiva, gerando campos girantes de sentidos opostos. Dessa forma, ambos induzem no rotor frequências equivalentes ao sexto harmônico, gerando pulsações de conjugado nesta mesma frequência. III. MÉTODOS DE ANÁLISES DE FALHAS A. Análise Espectral de Vibração O rolamento é constituído por quatro elementos. Quando colocado em movimento, cada elemento gera uma frequência própria definidas como: frequência do anel externo, frequência do anel interno, frequência da gaiola e frequência dos corpos rolantes. Essas frequências típicas e seus múltiplos [4] são obtidas através das equações (4) - (7), sendo n a velocidade do eixo (Hz), D p e D o diâmetro primitivo e do corpo rolante (mm), N o número de corpos rolantes e β o ângulo de contato (graus). Assim, conhecendo as frequências de cada elemento, torna-se possível avaliar o espectro de vibração e determinar a existência ou não de defeitos. Anel externo Anel interno N = = D f n 1 cosβ Dp bor (4) N = = D + f n 1 cosβ Dp bir (5) D p D Corpos rolantes = fbs = n 1 cosβ (6) D Dp n D = = Gaiola f cosβ ft 1 D (7) p B. Análise da Corrente do Estator Segundo [5] e [6], a presença de anomalias nos rolamentos de motores de indução trifásicos se caracteriza pela existência de componentes espectrais específicas, relativas à corrente de alimentação do motor, cujas frequências poderão ser determinadas através da equação (8), onde f s é a componente fundamental da corrente (Hz) e f n são as frequências naturais de vibração. A presença de tais componentes acima de limites

3 530 IEEE LATIN AMERICA TRANSACTIONS, VOL. 9, NO. 4, JULY 011 pré-estabelecidos ou apresentando tendência de elevação permitem diagnosticar defeitos em rolamentos antes que os mesmos entrem em falha. f = f ± kf (8) sc s n C. Análise do Conjugado Eletromagnético Partindo da expressão geral do conjugado eletromagnético de um motor de indução com p pares de pólos e após um extenso desenvolvimento matemático [7], verifica-se que as frequências introduzidas pelas avarias nos rolamentos no conjugado são dadas pela equação (9). Com esta técnica, conhecendo-se as frequências naturais de cada elemento do rolamento, é possível, a partir do fluxo magnético do motor, diagnosticar avarias em rolamentos. f t = k f (9) n D. Análise pelo Vetor de Park A análise espectral da componente alternada do módulo do vetor de Park da corrente do estator para o diagnóstico de avarias nos rolamentos de motores de indução, denominada EPVA (Extend Park s Vector Approach), é proposta em [15]. Os autores, após uma exposição teórica, sugerem que as frequências introduzidas pelas avarias nos rolamentos no EPVA são dadas pela equação (10), sendo f n as frequências naturais de vibração de cada elemento do rolamento. (10) f EPVA = k f n E. Comparação dos Métodos de Análise de Rolamentos Resultados experimentais comparativos obtidos através dos métodos de diagnósticos supracitados são apresentados em [1]. Os ensaios foram realizados a partir de avarias conhecidas, introduzidas propositalmente em rolamentos de forma semelhante ao procedimento desito em [5] e [7]. Os resultados experimentais foram obtidos com rolamentos apresentando um furo radial de 8 mm de diâmetro no anel externo. A análise espectral de vibrações foi mais sensível permitindo diagnosticar a avaria num estado mais precoce. Os resultados obtidos pela análise espectral da corrente e do conjugado são semelhantes, apresentando-se pouco sensíveis ao estado incipiente da avaria ou da sua localização no rolamento. Além disso, a análise espectral do conjugado apresenta limitação prática devido à dificuldade de medição. A análise espectral por EPVA apresentou-se mais sensível ao estado incipiente da avaria do que a análise da corrente, mas ainda menos eficiente que a análise espectral das vibrações. IV. AVALIAÇÃO DE UM CASO REAL O motor em análise é de indução gaiola, 0 kw, 1785 rpm, 346 A, 60 Hz, 4 pólos e rolamentos 6319 no mancal dianteiro e 6316 no mancal traseiro. O motor é alimentado por inversor de frequência ABB, modelo ACV 701 e está inserido no sistema de controle de tração de tira em um processo de recozimento e decapagem de aços inoxidáveis. O equipamento entrou em operação em 1999 e desde então o motor apresenta falhas prematuras e recorrentes nos rolamentos, que em média são substituídos a cada seis meses. As falhas dos rolamentos são identificadas por análise de vibração e tratadas como sendo de origem mecânica, substituindo os componentes e convivendo com interrupções frequentes no processo, visto que as causas ainda não foram devidamente investigadas. Apenas fatores relacionados a vibrações de origem mecânica foram analisados: desbalanceamento, desalinhamento, eixo empenado, folgas, desgaste nos mancais e rigidez da base. A. Análise de Barras Quebradas O coletor/analisador utilizado foi o CSI 10 com sensor de corrente Fluke 80i-1000s. A taxa de amostragem do sinal foi de 40 khz, com filtro entre 55 Hz e 65 Hz. A frequência fundamental indicada na Fig. 1 é 60,66 Hz, uma vez que a máquina é alimentada por inversor. Como o motor tem quatro pólos a frequência sínona f s é 30,33 Hz. No mesmo instante da aquisição dos dados de corrente a velocidade do eixo era de 185 rpm, correspondente a uma frequência de rotação mecânica de 30,416 Hz. Portanto, o escorregamento é 30,33 30,416 = 0,008. O sinal negativo indica que a 30,33 máquina está operando como gerador. As bandas laterais são: ( 1± ( ( 0,008) ) 60,66 60,3 e 61 ( Hz) f L = = Observa-se na Fig. 1 que as bandas coincidem com os valores calculados, com uma diferença de amplitude em relação à fundamental em torno de 35 db. Com base na tabela apresentada em [1] recomenda-se apenas a redução do intervalo de inspeção e verificação de tendência, não existindo indicativo de barras quebradas. B. Harmônicos de Baixa Frequência Na operação do motor com tensão nominal, níveis elevados de harmônicos de baixa ordem foram observados no espectro de corrente (Fig. ), pelo fato do inversor encontrarse operando na região não linear. Apesar da presença dos harmônicos de baixa ordem, não existem conjugados oscilatórios ou pulsações de torque suficientes para provocar vibrações significativas na máquina. A Fig. 3 apresenta uma análise de vibração com os rolamentos do motor novos. Com a frequência de alimentação de 60 Hz, os níveis de vibração para o 6 o e 1 o harmônicos são insignificantes, comparados aos níveis normais das frequências naturais dos componentes de um rolamento novo. Desta forma, a hipótese de que vibrações excessivas provenientes de harmônicos sejam a causa das falhas no rolamento foi descartada. C. Correntes de Modo Comum Uma vez que o motor encontra-se ligado em delta mediu-se a corrente de modo comum envolvendo-se simultaneamente as três fases com o medidor. A aquisição de dados foi realizada conforme diagrama da Fig. 4, que mostra também os diferentes caminhos das correntes de modo comum. A parcela da corrente de modo comum que retorna ao inversor através da blindagem do cabo de potência (I sh ) mostrada no canal B da Fig. 5, tem espectro de frequência similar ao espectro da soma das correntes das fases (Fig. 6) e, valor de pico de 5 A. Observa-se que a blindagem do cabo apresenta um caminho de retorno de menor impedância para o barramento do inversor comparado ao aterramento. A corrente

4 ARAÚJO et al.: PREMATURE WEAR AND RECURRING 531 no cabo de aterramento da carcaça, não mostrada neste trabalho, não apresenta valor significativo uma vez que o sistema de alimentação (transformador) não estava aterrado. A tensão entre o eixo e carcaça, que representa a tensão sobre os rolamentos, mostrada no canal B da Fig. 7, apresenta valores de até V de pico, bem superior aos valores máximos de 350mV recomendados em [16] para que não ocorra deterioração dos rolamentos. Sob novas condições de operação, o eixo entre o motor e a carga foi envolvido por um sensor e a corrente medida, objetivando verificar o comportamento da corrente do eixo em relação à tensão do próprio eixo. A Fig. 8 mostra os resultados com o motor girando a 1830 rpm. Observa-se que a corrente no eixo que circula pelos rolamentos do redutor, possui valor de pico de 8A. Desta forma, em virtude das medições realizadas, conclui-se que existem correntes de modo comum suficientes para danificar os rolamentos da máquina. Conforme mencionado em [17], a utilização de escova para aterramento do eixo fornece um caminho de baixa impedância, paralelo ao rolamento, para a drenagem das correntes capacitivas originadas no rotor; porém, escovas no eixo devem receber manutenção constante. Vários fatores podem contribuir para que ela perca a função e o rolamento inicie o processo de deterioração. Figura 3. Espectro de vibração com rolamento bom RB4 - OFF ROUTE MACHINE OFF ROUTE -ORP OFF ROUTE MEASUREMENT POINT DATA db Amps Figura 4. Configuração dos testes realizados Frequency in Hz Figura 1. Análise de barras quebradas por corrente elétrica. db Amps Amplitude in Volts RB4 - OFF ROUTE MACHINE OFF ROUTE -ORP OFF ROUTE MEASUREMENT POINT DATA A Frequency in Hz A Time in msecs Figura. Análise da corrente do estator Figura 5. Canal A: tensão de modo comum. Canal B: corrente de modo comum (retorno pela blindagem).

5 53 IEEE LATIN AMERICA TRANSACTIONS, VOL. 9, NO. 4, JULY 011 Figura 6. Canal A: tensão de modo comum. Canal B: soma das três fases da corrente de modo comum D p = 147,5 mm; N = 8; β = 0 o ; D = 33,3 mm. Sendo a rotação de 1175,4 rpm, medida com tacômetro ótico, a frequência de rotação do eixo é de 19,59 Hz. Assim, a partir dos dados do rolamento e da velocidade, a frequência do anel externo (60,66 Hz) e seus múltiplos inteiros, mostrados na Tabela I, são obtidos através da equação (4). A Fig. 10 apresenta o espectro da vibração. As setas em vermelho indicam a frequência natural do anel externo e seus múltiplos e a seta azul a rotação do eixo. Em resumo, a análise espectral da vibração indicava avaria no anel externo do rolamento, o que foi comprovado com a abertura do mesmo (Fig. 9). Comparando-se a análise de vibração do rolamento ainda em perfeito estado (Fig. 3) com a do rolamento danificado (Fig. 10), verificou-se que a amplitude da componente mais relevante da frequência natural do anel externo (8 a harmônica), aumentou vinte vezes. Figura 9. Fotos do anel externo do rolamento Figura 7. Canal A: tensão de modo comum. Canal B: tensão induzida no eixo em relação à terra Figura 10. Espectro de vibração com rolamento danificado Figura 8. Canal A: corrente no eixo entre motor e carga. Canal B: tensão induzida no eixo em relação à terra. D. Análise de vibração Durante a condução dos estudos, os rolamentos entraram em falha. Ao abri-los para análise, o dianteiro apresentava deterioração acentuada no anel externo, provocada por passagem de corrente elétrica, caracterizada por estrias nas pistas, também chamado de fluting [1]. A Fig. 9 mostra em corte o rolamento avariado, com estrias no anel externo. O rolamento (6319) apresentava as seguintes características: TABELA I FREQUÊNCIA DO ANEL EXTERNO E SEUS MÚLTIPLOS. f s = 40 Hz; n = 1175 rpm (19,59 Hz); fbor = 60,66 Hz ,3 18 4,6 303,3 363,6 44,6 485,3 546 V. CONCLUSÕES Visando identificar a(s) causa(s) da deterioração prematura e repetitiva dos rolamentos de um motor instalado em um processo real, aplicou-se técnicas de análise dos fenômenos transitórios de modo comum, de harmônicos da corrente e de detecção de barras quebradas. Baseando-se na análise dos dados obtidos, as seguintes conclusões e comentários puderam

6 ARAÚJO et al.: PREMATURE WEAR AND RECURRING 533 ser elaborados: i) Para a detecção de falhas em rolamentos, a análise de vibração é indicada, pois detecta a falha em um estado mais incipiente; ii) A análise da corrente não indicou a presença de barras quebradas; iii) A corrente está rica em harmônicos impares, com indicativo de ser provocada por sobremodulação, mas o seu efeito em termos de vibração não é preocupante; iv) A existência das correntes de modo comum nas medições realizadas indicou valores suficientes para causar falhas prematuras nos rolamentos. A desmontagem da máquina comprovou tal hipótese, mostrando que o rolamento apresentava sinais inequívocos de falha por corrente elétrica; v) A maior parte dessas correntes retorna ao inversor através da blindagem e não através do aterramento da carcaça; vi) A montagem de uma escova no eixo apresenta uma solução para evitar a danificação dos rolamentos, desde que devidamente mantida; vii) Outra possível solução é a utilização de rolamentos isolados. Isto eliminaria a circulação de corrente pelos rolamentos, porém como a indução no eixo continua, as correntes acabariam circulando por outros componentes como os rolamentos da redutora ou encoders acoplados ao eixo, além de representar um considerável aumento de custo de manutenção; viii) Apesar das falhas nos rolamentos não serem provenientes dos harmônicos de baixa ordem presentes na corrente do motor, para minimizá-los, recomenda-se reduzir a tensão máxima de saída do inversor em 10%, uma vez que o motor opera com carga reduzida. Considerando a facilidade de instalação e o baixo custo de implantação, uma escova foi montada no eixo dianteiro e conectada à carcaça. Apesar de ser uma solução parcialmente eficaz e de apresentar vários problemas como desgaste, impregnação com poeira e graxa e mau contato por oxidação do eixo e por vibrações no conjunto mola/porta-escovas, é uma maneira prática e econômica para fornecer um caminho de baixa impedância para a terra, paralelo ao rolamento. Com este procedimento aumentou-se a vida útil dos rolamentos: desde setembro de 009 os mesmos não apresentam falha, sendo que o tempo médio entre falhas era de um ano. REFERÊNCIAS [1] J. L. H. Silva e A. J. M. Cardoso, Diagnóstico de Avarias nos Rolamentos de Motores de Indução Trifásicos, Universidade de Coimbra, Coimbra, Portugal. [] A. J. M. Cardoso, Diagnóstico de avarias em motores de indução trifásicos, Coimbra Editora, [3] O. V. Thorsen e M. Dalva, Failures identification and analysis for high voltage induction motors in petrochemical industry, in Conf. Record of the Industry Applications Society Annual Meeting, [4] T. Harris, Rolling bearing analysis, 4rd ed., Wiley,New York, 001. [5] R. R. Schoen, T.G. Habetler e R.G. Bartheld, Motor bearing damage detection using stator current monitoring, IEEE Trans. Ind. Applications, vol. 31, nº 6, pp , [6] R.R. Obaid, T. G. Habetler e J. R. Stack, Stator Current Analysis for Bearing Detection in Induction Motors, Symposium on Diagnostics for Electric Machines, Power Electronics and Drives, Atlanta, USA, pp , August, 003. [7] F.R. Faya, M. F. Cabanas, M.G. Melero, G. A. Orcajo e C.H. Rojas, Electromagnetic torque as a new method for on-line induction motor rolling-element bearing damage detection, in Proc. ICEM 98, pp , September, [8] W. T. Thomson,and M. Fenger, Current signature analysis to detect induction motor faults. Industry Applications Magazine, IEEE, vol. 7, no. 4, pp. 6 34, 001. [9] L. M. R. Baccarini, Detecção e Diagnóstico de Falhas em Motores de Indução", Tese de Doutorado, PPGEE-UFMG, 005 [10] C. G. Dias, Proposta de um novo método para detecção de barras rompidas em motores de indução com rotor de gaiola, Tese de Doutorado, USP, 006. [11] A. M. Junior, Uma abordagem sobre detecção de barras quebradas em motores de indução, Tese de Mestrado, UFP, Curitiba, 008. [1] J. N. Brito, Desenvolvimento de um Sistema Inteligente Híbrido para diagnóstico de falhas em motores de indução Tese de Doutorado, Unicamp, 00. [13] P. N. Dobrodeyev, S A. Volokhov, A.V. Kildishev e J. A. Nyenhuis, Method for Detection of Broken Bars in Induction Motors. Sep 000, Vol. IEEE Transations on Magnetics, [14] F.F. Costa, L.A.L. Almeida, S.R. Naidu e E.R. Braga, Improving the Signal Data Acquisition in Condition Monitoring of Electrical Machines, IEEE Transac on Instr. and Measurement, 53 4, 004. [15] S.M.A. Cruz e A.J.M. Cardoso, Rotor cage fault diagnosis in threephase induction motors by Extended Park s Vector Approach, Electric Mach. and Power Systems, vol. 8, nº 4, pp , 000. [16] Manual de Serviços de Motores Informações Gerais de Serviço para Motores Padrão de Baixa Tensão SIEMENS A&D SD CS Service Cooperation, Versão V1.1, 005. [17] Inverter-Driven Induction Motors Shaft and Bearing Current Solutions. Baldor Electric Company. USA. Romero de Souza Araújo nasceu em Raul Soares, Minas Gerais, Brasil. Graduou-se em Engenharia Elétrica em 1997 pelo Instituto Católico de Minas Gerais. Recebeu o título de especialista em Controle e Automação Industrial pelo Centro Universitário do Leste de Minas Gerais em 004. Mestre em Engenharia Elétrica pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Elétrica da UFMG em 011. Atualmente é Engº Assistente Sênior da Gerência de Engenharia de equipamentos na APERAM, empresa do ramo de siderurgia de aços planos inoxidáveis, siliciosos e carbonos ligados, localizada em Timóteo/MG, Brasil. Ronaldo de Araújo Rodrigues nasceu em Vermelho Novo, Minas Gerais, Brasil.. Graduou-se em Engenharia Elétrica em 1997 pelo Instituto Católico de Minas Gerais. Atualmente é Engenheiro Assistente Técnico Sênior da Gerência de Laminação a frio de Inox na APERAM (Ex- Acesita) empresa do ramo de siderurgia de aços planos inoxidáveis, silícios e carbonos ligados, localizada em Timóteo/MG, Brasil. Helder de Paula nasceu em Uberlândia, Brasil. Graduou-se em Engenharia Elétrica em 1998 pela Universidade Federal de Uberlândia, tendo recebido, por esta mesma instituição, os títulos de mestre e doutor, em 001 e 005, respectivamente. Em 006, ele ingressou no Departamento de Engenharia Elétrica da Universidade Federal de Minas Gerais, como professor e membro do Laboratório de Aplicações Industriais. Suas áreas de maior interesse são: acionamento de motores, compatibilidade eletromagnética conduzida, modelagem de cabos isolados e transitórios eletromagnéticos. Lane Maria Rabelo Baccarini é engenheira Eletricista pela Faculdade de Engenharia Elétrica de São João del Rei, atualmente UFSJ. Recebeu premiação de melhor aluna. Mestre em Ciências pela Universidade Federal de Itajubá (UNIFEI). É professora do Departamento de Engenharia Elétrica na Universidade Federal de São João del-rei (UFSJ), desde Obteve o título de Doutora em Engenharia Elétrica no Programa de Pós- Graduação em Engenharia Elétrica da UFMG. Realizou estágio de pósdoutorado na UFMG em 009, através do Projeto CAPES/Procad. Possui publicações na área de Aplicação de Técnicas de Aprendizagem de Máquinas e Controle, Detecção e Diagnóstico de Falhas em Máquinas Elétricas.