DISEÑO E IMPLEMENTACIÓN DE UN CALENTADOR POR INDUCCIÓN ELECTROMAGNÉTICA PARA EL MONTAJE DE RODAMIENTOS

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DISEÑO E IMPLEMENTACIÓN DE UN CALENTADOR POR INDUCCIÓN 
ELECTROMAGNÉTICA PARA EL MONTAJE DE RODAMIENTOS 
 
 
DESIGN AND IMPLEMENTATION OF AN ELECTROMAGNETIC 
INDUCTION HEATER FOR MOUNTING BEARINGS. 
 
Cesar Fabián Bolívar Guerrero. Giraldo Ramos Frank.** 
 
Resumen: 
Debido a la fuerza de apriete elevada que se realiza por un método mecánico o hidráulico para 
el montaje de rodamientos se ocasionan fracturas y des-alineamientos. Este proyecto propone 
del diseño e implementación de un dispositivo para el montaje de rodamientos por medio de 
calentamiento por inducción electromagnética, ya que a través de la variación de temperatura 
en el rodamiento, se produce una expansión en las dimensiones de éste, con lo cual se hace 
más fácil su ubicación sobre el eje, siendo la mejor manera de montar un rodamiento y la mayor 
ventaja con respecto a otros métodos de calentamiento. 
 
Palabras clave: Inducción electromagnética, rodamientos, calentamiento, corrientes de 
Foucault, Inductor, Inversores Resonantes. 
 
 Tecnólogo en Electrónica, Universidad Distrital Francisco José de Caldas. Correo electrónico e-mail: 
cesar111l@yahoo.es 
* Tutor del Proyecto, profesor de planta de la Universidad Distrital Francisco José de Caldas. Correo 
electrónico e-mail: frank_correo@hotmail.com 
 
 
 
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Abstract: Due to the high clamping force is performed by a mechanical or hydraulic method 
for mounting bearings and misalignments cause fractures. This project proposes the design 
and implementation of a device for mounting bearings through electromagnetic induction 
heating, as by the temperature variation in the bearing, an expansion occurs in the dimensions 
thereof, thereby its location makes it easier on the shaft, still the best way to mount a bearing 
and biggest advantage over other heating methods. 
Key Words: Electromagnetic induction, bearings, heating, eddy current, inductor Resonant 
Inverters.
1. Introducción 
En la actualidad debido a la fuerza de apriete elevada que es realizada por un método 
mecánico o hidráulico para el montaje de rodamientos se ocasionan fracturas y 
desalineamientos, presentando como consecuencia fallas en la aplicación donde el rodamiento 
esté ubicado. Para el adecuado montaje del rodamiento debe ser necesario un método seguro 
y confiable que permita reducir las fallas en los rodamientos por montajes incorrectos y de esta 
manera la vida útil del rodamiento aumente, reduciendo costos de manutención. 
Se ha venido desarrollando un nuevo método de calentamiento de piezas, utilizando el 
principio de inducción electromagnética que ofrece mayor control, consistencia, rapidez y 
eficiencia con respecto a los métodos comúnmente usados. Este proyecto busca la ejecución 
de este método para el montaje de rodamientos, donde se llevará a cabo el diseño, 
construcción, e implementación de un dispositivo de calentamiento para el montaje de 
rodamientos por inducción electromagnética, realizando un control electrónico para el sistema 
de potencia de alta frecuencia, y de fácil manejo para el usuario. 
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2. Principio de calentamiento por inducción. 
Cuando una corriente alterna se aplica al primario de un transformador, se genera un campo 
electromagnético. Según la Ley de Faraday, si el secundario del transformador se coloca 
dentro del campo magnético, se induce una corriente eléctrica. 
En una configuración básica de calentamiento por inducción, una fuente de alimentación 
genera una corriente alterna que atraviesa un inductor (normalmente una bobina de cobre) y 
la pieza a calentar se sitúa dentro de dicho inductor. El inductor actúa de primario del 
transformador y la pieza de circuito secundario. Cuando la pieza metálica es atravesada por 
el campo magnético, se inducen corrientes de Foucault1 en dicha pieza. 
 
 Figura. 1 Principio de calentamiento por inducción. Figura sacada de[1] 
Donde: 
Ig = Corriente en la bobina. 
If = Corriente inducida en el material. 
Φm = Campo magnético. 
 
1 Corrientes de Foucault o corrientes parásitas, estas corrientes disipan energía en el metal en forma de calor. 
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En la Figura.1, las corrientes de Foucault fluyen contra la resistividad eléctrica del metal, 
generando un calor localizado y preciso sin ningún contacto directo entre la pieza y el inductor. 
Este calentamiento ocurre con piezas magnéticas y no-magnéticas, y a menudo se conoce 
como “Efecto Joule” que hace referencia a la primera ley de Joule (relación entre calor 
producido y corriente eléctrica a través de un conductor).[1] 
2.1 Efecto Piel. 
El efecto piel representa la disminución de la densidad de corriente desde el contorno hacia el 
centro del conducto por el cual circula una corriente alterna. 
Una propiedad importante en el calentamiento inductivo es que la distribución de las corrientes 
inducidas en el interior de la pieza no ocurre de forma uniforme. Este efecto es conocido como 
efecto piel y depende fundamentalmente de la frecuencia de operación, de la forma y del tipo 
de material a ser calentado. Este fenómeno puede ser entendido utilizándose el principio de la 
inducción electromagnética. La corriente inducida en la pieza siempre genera un campo 
magnético que se opone al campo magnético que lo creó. Se puede dividir la pieza en 
conjuntos imaginarios, donde la corriente inducida en los conjuntos más externos de la pieza, 
tiende a reducir el campo magnético de inducción de los conjuntos más internos de la pieza 
resultando una densidad de corriente mayor en la superficie, reduciéndose en dirección al 
centro de forma exponencial.[2] 
2.2 Profundidad de penetración. 
La distribución de la corriente en la pieza puede ser determinada por un parámetro conocido 
como profundidad de penetración (δ) calculado por la expresión: 
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δ = √
ρ
π ∗ F ∗ μ
 (1) 
Donde: 
ρ= Resistividad eléctrica del material (Ω*m) 
μ= 𝜇0 ∗ 𝜇𝑟 ; Permeabilidad magnética al vacío * Permeabilidad magnética relativa al material. 
F= Frecuencia de operación 
Este parámetro define el espesor de un conjunto en la cual la corriente se distribuye de forma 
uniforme. Esta propiedad es muy utilizada en el tratamiento térmico de superficies metálicas, 
donde es adoptada una frecuencia de operación que permita el rápido calentamiento de la 
superficie, por lo tanto si se mantiene la inducción del campo magnético por un periodo 
prolongado, el calor generado en la superficie se distribuye por toda la pieza en función de la 
conductividad térmica del material.[2] 
3. Partes del sistema de calentamiento por inducción. 
Un equipo de calentamiento por inducción (Ver figura 2) se compone esencialmente de los 
siguientes elementos: 
- Uno o varios inductoresde calentamiento. El inductor es el responsable directo de la 
generación de los campos magnéticos en las proximidades del material a calentar. 
- Sistemas de alimentación eléctrica. Es necesario un generador eléctrico para la 
alimentación del inductor con la frecuencia y potencia que requiere la aplicación. 
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- Batería de condensadores de compensación. Se requiere para conseguir que el factor 
de potencia de la carga del sistema de alimentación eléctrica sea próximo a la unidad 
cuando está funcionando a la frecuencia de resonancia el calentador. 
- Equipo de refrigeración. El inductor y demás componentes (condensador, elementos de 
potencia, etc.) necesitan disipar grandes potencias. El elemento refrigerante usado 
suele ser agua en la mayoría de los casos. 
- Sistema de control de la aplicación. Comprende la parte de manipulación de la pieza y 
un control de los parámetros del calentamiento (potencia, tiempo de calentamiento, 
temperatura, etc.).[3] 
 
Figura.2. Esquema de una aplicación del calentamiento por inducción. Figura sacada de [3] 
3.1 Análisis de un sistema de calentamiento por inducción 
Un sistema de calentamiento por inducción consta generalmente de las siguientes etapas: 
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Figura.3. Etapas del sistema de calentamiento por inducción. Figura sacada de [4] 
A continuación se especifica cual es la función de cada etapa y algunos tipos de 
configuraciones posibles para esta: 
3.1.1 Etapa rectificadora 
Es la encargada de convertir una señal AC a DC, en donde se podemos encontrar: 
 Rectificador no controlado: Se caracteriza por estar conformado por arreglo de diodos 
en donde no se tiene ningún control sobre el voltaje DC de salida, este voltaje siempre 
es fijo. 
 Semiconvertidor: A diferencia del rectificador no controlado este además de estar 
conformado por diodos utiliza dispositivos activos como lo con los SCR´s permitiendo 
cierto control sobre el voltaje de salida. 
 Convertidor completo: El cual se trata de un arreglo de SCR´s en el cual se pueden 
variar el voltaje de salida desde 0 hasta el voltaje máximo de entrega. 
3.1.2 Inversor 
Es necesaria la implementación de una fuente de alimentación de alta frecuencia encargada 
de alimentar la carga resonante. Para esto se emplea un circuito inversor el cual es el 
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encargado de realizar la transformación DC/AC a una frecuencia determinada, generalmente 
la frecuencia es igual o aproximada a la de resonancia2 de la carga.[5] 
3.1.3 Carga 
Se trata de una carga resonante conformada por un condensador de compensación, la bobina 
de inducción y la resistencia equivalente. La bobina de calentamiento y la pieza a calentar 
pueden ser representados por una inductancia y una resistencia en serie (Ver figura 4), cuyos 
valores se obtienen estudiando las relaciones electromagnéticas existentes entre estas; este 
fenómeno electromagnético se asemeja al principio de funcionamiento de un transformador en 
donde la bobina de inducción representa el devanado primario y la pieza a calentar el devanado 
secundario de tal solo una espira, esto debido a la naturaleza conductora de la pieza.[4] 
 
Figura.4. Circuito equivalente de la bobina de inducción con la pieza a calentar. Figura recuperada de [4]. 
3.2 Rodamiento 
Los rodamientos están formados por dos anillos, los elementos rodantes y una jaula. Se 
clasifican en rodamientos radiales o rodamientos de apoyo dependiendo de la dirección de la 
carga principal. Además, dependiendo del tipo de elemento rodante se clasifican en 
 
2 Frecuencia característica de un cuerpo o sistema que alcanza el grado máximo de oscilación. 
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rodamiento de bolas o de rodillos y se sub clasifican más en función de sus diferencias de 
diseño o uso específico.[6] 
 
Figura.5. Rodamiento radial de bola. Figura sacada de [6] 
3.2.1 Efecto de la dilatación lineal en el montaje de rodamientos 
Para el montaje de rodamientos, el calentamiento inductivo es un proceso en el cual, a través 
de una diferencia de temperatura aplicada al rodamiento (Aumento de temperatura producido 
por las pérdidas por corrientes de Foucault), este sufre una variación lineal de sus dimensiones, 
en caso de ser un aumento de temperatura su diámetro interior aumentara según la 
ecuación:[2] 
Lf = Li ∗ (1 +∝ac∗ ∆t) (2) 
Donde: 
Lf = Longitud del diámetro interior del rodamiento después de ser sometido a un aumento de 
temperatura. 
Li = Longitud inicial del diámetro interior del rodamiento. 
Δt = Variación de temperatura aplicada al rodamiento. 
∝ac = Coeficiente de dilatación lineal para el acero 12x10
−6(°C)−1 
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4. Diseño y Construcción del calentador por Inducción. 
4.1 Diseño Electrónico 
4.1.1 Control 
Para esta etapa se utiliza el kit desarrollo de PSOC 4 CY8CKIT-049-4200 de Cypress, que a 
bordo contiene el microcontrolador CY8C4245AXI-483 de 32-bits con una CPU ARM® 
Cortex™-M0 integrada. Este kit de desarrollo contiene módulos de PWM, Timer, ADC (8-bits, 
10-bits, 12bits), puertos de entrada/salida de propósito general GPIOs y es alimentado con 5V. 
 
 
 
 
 
 
Figura 6. PSOC 4 kit de desarrollo 4 CY8CKIT-049-4200. Figura sacada de[7]. 
 
4.1.1.1 Interfaz de usuario. 
La interfaz de usuario está conformada por la visualización y pulsadores de mando, que están 
controlados por el microcontrolador. En la parte de la visualización tenemos una LCD 16x2 en 
la que se puede ver el valor de temperatura con la que queremos calentar el rodamiento, 
manejada por dos pulsadores que aumentan o disminuyen el valor predeterminado de 65 °C. 
También hay un tercer pulsador que nos inicia o suspende el proceso de calentamiento. 
 
 
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Figura 7.Visualizacion del proyecto (LCD16x2) Figura generada por el autor. 
 
Para poder realizar el calentamiento del rodamiento por inducción electromagnética, se hace 
uso del bloque de TCPWM, que se configura en modo de PWM, (este bloque se puede 
configurar tanto como Timer o como Counter). Este PWM tiene una resolución de 16-bits para 
generar las señales de onda cuadrada a la frecuencia de resonancia deseada, con un reloj de 
entrada de 8MHz. Se configura en modo de PWM with dead time insertion, es decir tiene la 
opción de generar un tiempo muerto (Dead Time) entre las dos señales de salida, con una 
capacidad hasta de 256 ciclos (del reloj de entrada) de tiempo muerto, que para el proyecto 
se dispone solo de 2 ciclos. 
Ya configurado el bloque de PWM, este se inicializa en el código principal para que se habiliteo se deshabilite cuando se dé el mando de inicio con el pulsador de Inicio/Suspensión, además 
se coloca en nivel bajo el pin de salida SD que se ve en la Figura 7 para habilitar los 
manejadores de compuerta IR2110. 
Para saber la frecuencia en la que se desea que opere este bloque de PWM está la siguiente 
ecuación (3): 
𝑉𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑃𝑒𝑟𝑖𝑜𝑑𝑜 = 
𝐹𝑟𝑒𝑐𝑢𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑟𝑒𝑙𝑜𝑗
𝐹𝑟𝑒𝑐𝑢𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑂𝑝𝑒𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛
 (3) 
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En nuestro caso la frecuencia que se determinó para calentar los rodamientos es de 145 KHz, 
con un reloj de entrada de 8MHz, reemplazando los valores en la anterior ecuación (3), nos da 
como resultado un Valor Periodo de 55 que es asignado al registro del PWM. Además para 
que la onda cuadrada tenga un ciclo útil del 50 por ciento, se debe dividir por 2 el Valor Periodo, 
y asignarlo al Valor Compare del bloque. 
 
Figura 8. Señales de salida del Controlador. Figura generada por el autor. 
4.1.1.2 Sensor de temperatura 
Para detectar la temperatura en el rodamiento cuando el proceso se ha iniciado, se usa el 
sensor de temperatura LM35, un sensor de circuitos integrados de precisión con tensión de 
salida linealmente proporcional a la temperatura en grados Celsius, con un factor de escala de 
10mV/°C, rango de temperatura de -55°C hasta 150°C y voltajes de operación desde 4V hasta 
30V adaptable a este proyecto. 
Ahora bien, además de los anteriores datos, se escoge este sensor por su bajo costo y fácil 
lectura de datos por el controlador; Hay que tener en cuenta que la temperatura de 
funcionamiento normal de los rodamientos se aproxima a los 70°C, estos se someten a un 
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tratamiento térmico para que en función del tipo constructivo, tengan un estabilidad de medida 
hasta +120°C, es decir que su temperatura de funcionamiento puede ir hasta 120°C, si se 
aumenta la temperatura o se mantiene demasiado tiempo con su máxima temperatura de 
funcionamiento estos pueden dañarse o sufrir deformaciones y por lo tanto dejar de 
funcionar.[8] 
La lectura de los datos del sensor LM35 por parte del microcontrolador se hacen a través de 
una entrada análoga del bloque del ADC (Conversor Análogo Digital) con una resolución de 
12 bits, y mostrando los datos en valores enteros para que sea de mejor interpretación por el 
usuario. 
A continuación el esquemático de los bloques usados en el microcontrolador: 
Figura 9. Esquemático del programa implementado. Figura generada por el autor. 
 
 
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4.1.2 Acople y Acondicionamiento de las señales. 
Para que las señales del microcontrolador lleguen a la etapa de potencia, se aíslan tierras de 
la parte de control con respecto a la parte de potencia, para ello se usan optoacopladores, que 
para el sistema se usan dos 6N138 por su rápida respuesta que va desde de 10 a 35 µs tanto 
en tiempo de subida como de bajada de la señal y que es de salida tipo Darlington, con voltaje 
de salida de hasta de 7V y con una corriente de 60mA. La configuración empleada para los 
dos optoacopladores fue la siguiente: 
 
Figura 10. Configuración del 6N138. Figura generada por el autor. 
 
Las resistencias de entrada y salida se calcularon así: 
𝑅𝐼𝑁 =
𝑉𝐻
𝐼𝐹
=
5𝑉
13𝑚𝐴
= 384.61Ω ≈ 390Ω (4) 
𝑅𝑂𝑈𝑇 =
𝑉𝐶𝐶
𝐼𝐿
=
5𝑉
10𝑚𝐴
= 500 Ω ≈ 470Ω (5) 
Estos valores se tomaron ya que la salida no absorbe altas corrientes y para que los valores 
de las resistencias fueran comerciales. La resistencia de 1KΩ entre base y tierra polariza la 
base y ayuda al proceso de conmutación del transistor de salida.[9] 
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La señal de salida de los opto acopladores puede estar llena de ruido, y vienen invertidas con 
respecto a las señales de entrada (Figura 11), y por esta razón se conecta a la salida del 
optoacoplador el circuito integrado CMOS CD4016BE, el cual contiene 6 inversores Schmitt 
Trigger que garantiza que se tenga una señal de onda cuadrada con flancos casi 
perfectos(figura 12), limitados por el tiempo de subida y de bajada propios de la compuerta 
inversora CMOS; estos tiempos van desde 140ns hasta un máximo de 280ns para un tensión 
de 5V. 
Figura 11. Señal de entrada y salida del 6n138. Figura generada por el autor. 
 
 
Figura 12. Señales de salida del CD40106BE. Figura generada por el autor. 
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4.1.3 Potencia. 
La topología de puente inversor que se implementa en el sistema es la de puente completo 
(Figura 13), la topología está formado por 4 transistores, en un instante de tiempo se activan 
dos transistores complementarios, es decir de ramas diferentes e invertidos (Q1, Q3) 
permitiendo la circulación de corriente en una dirección a través de la carga y los otros dos 
están completamente desactivados. En el siguiente instante se apagan los transistores que 
estaban en conducción y se activan los otros dos (Q2, Q4) permitiendo la circulación de 
corriente en la otra dirección teniendo al final un ciclo completo ya que aparece en el primer 
instante sobre la carga una tensión igual a la de la fuente VDC y en el siguiente instante una 
tensión VDC negativa.[10] 
El circuito de control debe garantizar que en ningún instante estén encendidos los dos 
transistores de un mismo brazo ya que esto causaría un corto circuito y la destrucción total de 
los componentes. 
Asumiendo que cada par de transistores está activo solo durante un tiempo T0 /2, la tensión 
sobre la carga es una onda cuadrada AC simétrica de periodo T0 y con valor rms igual a VDC. 
El valor rms de la componente fundamental es igual a 0,90 VDC.[9]–[11][12] 
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Figura 13. Circuito inversor de puente completo. Figura generada por el autor. 
Se utiliza en aplicaciones de alta potencia siendo más eficiente que las otras topologías Su 
principal desventaja es que dos de sus transistores no se encuentran aterrizados y se debe 
usar un manejador de puerta que genere una tierra flotante para que funcione correctamente. 
El voltaje rms se puede determinar a partir de: 
𝑉𝑜 = ( 
2
𝑇0
 ∫ 𝑉𝐷𝐶
2 𝑑𝑡
𝑇0 2⁄
0
)
1
2⁄
= 𝑉𝐷𝐶 (6) 
Y para n=1 el valor rms de la componente fundamental es: 
𝑉1 = 
4 ∗ 𝑉𝐷𝐶
√2 ∗ 𝜋
= 0.90 ∗ 𝑉𝐷𝐶 (7) 
Los transistores de potencia usados para el proyecto son los MOSFET’s de potencia IRF840 
que soportan corrientes hasta 8.0A a temperatura ambiente, con un voltaje de ruptura entre 
Drain-Source de 500V apropiado para el sistema de calentamiento por inducción, para mayor 
información referirse a la hoja de datos del mismo. 
 
 
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4.1.3.1 Manejador de puerta. 
El funcionamiento de la topología tipo puente completo, necesita un manejador de puerta que 
cumpla ciertas características y hagan más fácil el trabajo de diseño. Actualmente en el 
mercado existen circuitos integrados que contienen un controlador de puerta o driver para 
transistores MOSFET’s e IGBT’s y asociando unos elementos externos se logra un diseño 
compacto y eficiente. Sin embargo en el mercado solamente se consigue el IR2110 de la 
empresa International Rectifier. 
El driver IR2110 constan de tres señales de entrada principales: señal de alta (HIN), señal de 
baja (LIN), y señal de habilitación (SD). Para la señal de la parte superior esta recibe un 
tratamiento diferente pues no está conectada directamente a tierra sino que necesita de un 
circuito elevado para su correcto funcionamiento, el IC IR2110 cuenta con este circuito auto 
elevador conocido como Bootstrap del cual forman parte un capacitor y un diodo de 
recuperación rápida acoplados externamente como se ve en la figura 14. 
 
Figura 14. Diodo y capacitor de Bootstrap, acople externo. Figura sacada de[13]. 
 
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Para la selección de diodo hay que tener en cuenta que debe ser de alta conmutación y rápida 
recuperación, por tal motivo se usa el diodo ultrarrápido de referencia SF54 que tiene un tiempo 
de recuperación inversa de 35ns apropiado para el proyecto.[13] 
 
El valor mínimo del capacitor de Bootstrap se calcula con la siguiente formula: 
𝐶 ≥ 
2 [2𝑄𝑔 +
𝐼𝑞𝑏𝑠(max) 
𝑓 + 𝑄𝐿𝑆 + 
𝐼𝐶𝑏𝑠(𝑙𝑒𝑎𝑘)
𝑓 ]
𝑉𝐶𝐶 − 𝑉𝑓 − 𝑉𝐿𝑆 − 𝑉𝑀𝑖𝑛
 (8) 
Donde: 
Qg =63nC [carga de puerta necesaria para encender el IGBT o MOSFET] 
F = 145kHz [Frecuencia de operación] 
Iqbs (máx.) = 230µA [corriente de polarización, circuitos de la parte alta] 
Icbs (leak) = 2µA [Corriente de fuga del capacitor de boots] 
Vcc = 15V [Voltaje de alimentación] 
VLS = 6.8V [caída de tensión entre Drain-Source de la parte baja en estado encendido] 
Vf = 1V [Caída de tensión en el diodo de Bootstrap] 
QLS = 5nC [cambio de nivel de carga requerido por ciclo] 
El valor mínimo del capacitor de Bootstrap es de 37nF, sin embargo el fabricante recomienda 
que se multiplique por un factor de 15 porque un capacitor de bajo valor puede conducir a 
sobrecarga y dañar el IC, por lo tanto el valor del capacitor es de 470nF un valor comercial.[13] 
Cada rama del circuito inversor de puente completo tiene un manejador de puerta IR2110, con 
su respectivo capacitor y diodo de Bootstrap, que es alimentado con 5V en la parte lógica del 
IR2110, y con 15V en la parte de potencia. Los transistores MOSFET IRF840 tienen una 
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resistencia en puerta para limitar la corriente del driver para que este no sea esforzado por 
corriente, esta resistencia de gate (Rg) tiene un valor de 33Ω con un diodo en anti-paralelo 
para suavizar la forma de la onda cuadrada de entrada al MOSFET de potencia (Figura 15). 
 
Figura 15. Conexión implementada del IR2110. Figura generada por el autor. 
 
4.1.3.2 Diseño del Circuito Resonante 
El inversor de puente completo con una carga resistiva nos da una señal de salida alterna con 
forma cuadrada con una amplitud máxima aproximada al valor de voltaje de la fuente de 
alimentación de los transistores como se puede observar en la Figura 16. 
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Figura 16. Señal de salida del inversor puente completo con carga resistiva. Figura generada por el autor. 
 
El elemento básico para la conversión de energía electro-térmica por inducción 
electromagnética es la bobina de inducción, con características típica de resistencia e 
inductancia. Con el fin de mejorar el factor de calidad y la eficiencia de la fuente de alimentación 
de energía, se utiliza para compensar la potencia reactiva de la bobina un condensador, 
formando así un circuito resonante. 
Con el fin de obtener la potencia máxima de calentamiento en la carga y mantener una alta 
eficiencia, la impedancia de carga debe coincidir con el inversor. El método de acoplamiento 
electrostático adopta componentes pasivos, que constituyen un circuito resonante de alto 
orden. El circuito LLC (bobina de acople, capacitor resonante, bobina de inducción) es el 
adecuado para el inversor de tensión, el rendimiento de la corriente eléctrica en la frecuencia 
de resonancia hace que coincida mejor en la carga aumentando la capacidad de anti-
cortocircuito en la carga.[14], [15] 
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A. Característica del circuito de carga resonante LLC 
 
Figura 17. Circuito de carga resonante LCL. Figura generada por el autor. 
La expresión de impedancia de la figura 17 es: 
𝑍(𝜔) = 𝑗𝜔𝐿𝑠 +
1
𝑗𝜔𝐶 +
1
𝑗𝜔𝐿𝑟 + 𝑟
 (9) 
Su reactancia es: 
𝑍 = 
𝑟 + 𝑗𝜔(𝐿𝑟 − 𝜔2𝐿𝑟2𝐶 − 𝑟2𝐶)
(1 − 𝜔2𝐿𝑟𝐶)2 + 𝜔𝑤𝐿𝑟2𝐶2
 + 𝑗𝜔𝐿𝑠 (10) 
La curva característica de impedancia del circuito LLC en la figura 18, nos muestra que existen 
dos frecuencias de resonancia; una de ellas es la frecuencia de resonancia en paralelo (11) y 
la otra es la frecuencia serie de resonancia (12). 
𝜔1 = 
1
√𝐿𝑟 ∗ 𝐶
 (11) 
𝜔0 = 
1
√𝐿 ∗ 𝐶
 (12) 
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Donde L es el equivalente a la conexión en paralelo de Ls y Lr siendo 𝜔0>𝜔1. El valor máximo 
y mínimo de la amplitud de impedancia corresponden a las dos frecuencias respectivamente. 
La frecuencia de trabajo ideal del circuito debe estar situado (𝜔0), la frecuencia resonante 
serie.[14], [15] 
 
Figura 18.Curva característica de impedancia LLC. Figura sacada de[14] 
 
B. Diseño de los parámetros del circuito LLC 
Para la realización de la bobina de inducción (Lr), se escogió por mayor facilidad a la hora 
de realizarla y de colocar el rodamiento en posición para el calentamiento, en forma de 
oblea. Fue realizada a mano con alambre magneto calibre 12AWG de la empresa 
Procables S.A.S., con una resistencia de 5.21 x 10-3 Ω/m. La inductancia resultante de la 
bobina de inducción es de 5µH medida y se calcula con la longitud en metros usados para 
la construcción de la bobina una resistencia de 8mΩ; las dimensiones son de 80mm de 
diámetro por lado, con un ancho de 40mm ajustable. 
 
 
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Figura 19.Bobina de inducción del sistema. Figura generada por el autor. 
 
Hasta el momento tendríamos la bobina de inducción, y la resistencia eléctrica del alambre con 
el que está formada la bobina. Sin embargo faltaría la resistencia eléctrica o el modelo de 
resistencia de la carga que para nuestro caso esel rodamiento, para ello definiremos las 
dimensiones de los rodamientos utilizados para el calentamiento.[2] 
Tabla 1. Dimensiones de los rodamientos (mm). Tabla generada por el autor 
Diámetro Interior Diámetro exterior Espesor 
12 30 10 
19 40 12 
20 32 7 
25 52 15 
25 52 24 
 
El valor de la resistencia equivalente del rodamiento va aumentado cuando circula una 
corriente alterna en el rodamiento, debido a que la densidad de corriente no se distribuye 
uniformemente por el efecto skin (piel), debido a esto el área efectiva de la sección transversal 
del rodamiento disminuye por lo que la resistencia aumenta. Para determinar el valor de la 
resistencia se usa la ecuación (13): 
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𝑅𝐴𝐶 = 
𝜌 ∗ 𝑙𝑚𝑒𝑑
𝐴𝐴𝐶
 (13) 
Donde: 
La nueva área de la sección transversal para una determinada profundidad de penetración de 
la corriente en el rodamiento (𝐴𝐴𝐶) es: 
𝐴𝐴𝐶 = 𝛿 ∗ 𝐻 (14) 
Siendo (δ) la profundidad de penetración (1) y (H) el espesor del rodamiento. La longitud 
media se calcula con (15): 
𝑙𝑚𝑒𝑑 = 2𝜋 (
𝑅𝑒𝑥𝑡 + 𝑅𝑖𝑛𝑡
2
) (15) 
El valor de la resistencia en el circuito es proyectado para una temperatura máxima de 100°C 
y para los rodamientos presentados en la tabla 1. A continuación se calcula la profundidad de 
penetración en la (16): 
𝛿 = √
20 ∗ 10−8
(300)(4𝜋10−7)(145000)
= 60.5 𝑥 10−6𝑚 (16) 
Se calcula la resistencia para cada uno de los rodamientos que se van a usar para el proyecto, 
y que son presentados en la tabla 2: 
Tabla 2. Diámetros de rodamientos (mm) y Resistencia (Ω). Tabla generada por el autor 
Diámetro Interior Diámetro exterior Espesor RAC 
12 30 10 22x10-3 
19 40 12 25.5x10-3 
20 32 7 38.5x10-3 
25 52 15 27x10-3 
25 52 24 17x10-3 
 
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Con los valores de la resistencia de carga, ya se tienen los datos requeridos para hallar el 
capacitor y la bobina de adaptación del circuito resonante. 
 
El capacitor C y la inductancia de acople Ls son calculados ya sabiendo el valor de los 
parámetros de la inductancia Lr, la resistencia de carga 𝑟, la frecuencia de resonancia ω0 y la 
potencia máxima P. Por lo tanto los parámetros del circuito de carga resonante LLC del sistema 
de calentamiento por inducción son calculados.[14][16] 
𝛽 = √
𝑉1
2
2(𝑟)(𝑃)
 (17) 
Ls se puede determinar por 𝛽 y Lr, 
𝐿𝑠 = 𝛽 ∗ 𝐿𝑟 (18) 
El capacitor de resonancia C es: 
𝐶 =
1
𝜔0
2𝐿
 (19) 
Donde L es la inductancia equivalente a la conexión en paralelo de Ls y Lr. 
 
Tenemos una inductancia en la bobina de inducción de 5µH, y una resistencia promedio de 
carga de 26mΩ, a esta resistencia de carga hay que sumarle la resistencia del alambre de la 
bobina de inducción de 8mΩ, para que la resistencia equivalente de carga 𝑟 sea de 34mΩ; la 
frecuencia de resonancia es de 145kHz y la potencia máxima es de 250W. Reemplazando los 
anteriores parámetros en las ecuación (17), se calcula la bobina de acople y el capacitor de 
resonancia. 
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𝛽 = √
(0.90 ∗ 55)2
2(34 ∗ 10−3)(250)
 = 12 (20) 
 
𝐿𝑠 = 12 ∗ 5𝜇𝐻 = 60𝜇𝐻 (21) 
 
𝐿 =
60 ∗ 10−6 ∗ 5 ∗ 10−6
60 ∗ 10−6 + 5 ∗ 10−6
= 4.61 ∗ 10−6 𝐻 (22) 
 
𝐶 =
1
(2𝜋 ∗ 145000)2 ∗ (4.61 ∗ 10−6)
= 260𝑛𝐹 (23) 
Y con los anteriores valores se determina el factor de calidad del circuito de carga resonante. 
𝑄 =
1
34𝑚Ω ∗ √(4.61𝜇𝐻 ∗ 260𝑛𝐹) 
= 7 (24) 
 
4.2. Implementación Final 
Para la implementación final fue necesario el uso de una fuente de alimentación que nos 
suministrara los voltajes correspondientes a 5V, 5V, 15V, y 55V. Para ello se usaron dos 
transformadores, un transformador para la parte de control que nos suministrara un voltaje fijo 
de 5V (Figura 20.a); el segundo es un transformador de potencia que nos va a suministrar tres 
voltajes fijos de 5V (Figura 20.b) para la etapa de acople y de lógica del driver IR2110, de 15V 
(Figura 20.b) para el driver en la parte de manejar la puerta (Gate) del transistor de potencia 
y un voltaje fijo de 55V (Figura 20.c) para la etapa de potencia en el inversor de puente 
completo con carga resonante LLC. 
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(a) 
(b) 
 
(c) 
Figura 20. Esquemático de las fuentes de alimentación (a) fuente para el Control. (b) fuente para Acople/Driver. 
(c) Suministro Potencia. Figura generada por el autor. 
 
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Circuito implementado para la etapa de control (Figura 21.a) y visualización (Figura 21.b). 
(a) 
(b) 
Figura 22. Esquemático de la etapa de control. Figura generada por el autor. 
 
 
 
 
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 Figura 23. Esquemático de la etapa de acople (6N138) y CD40106. Figura generada por el autor. 
 
 
 
Para la protección de los circuitos electrónicos contra ruidos eléctricos y sobretensiones 
transitorias se emplea un filtro de línea que se saca de una fuente de computador que ya no 
se usaba y el filtro mostraba un buen estado para el sistema de calentamiento por inducción 
electromagnética. 
 
 
 
 
 
 
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Figura 24. Esquemático de los Driver IR2110 y el inversor puente completo. Figura generada por el autor. 
 
Al realizarse cada uno de los esquemáticos de las etapas, se procede a diseñar el circuito 
impreso de la etapa de control unida a la etapa de acople separando la visualización, también 
se diseña la etapa de potencia completa en un solo circuito impreso ya que por recomendación 
del fabricante de los Driver IR2110, los IRF840 deben de estar lo más cerca posible a este. 
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Por ultimo de diseña las fuentes de alimentación en un solo circuito impreso separando tierras 
para su funcionamiento; todos los diseños de circuitos impresos fueron realizados en EAGLE 
Cadsoft versión 7.4.0. 
 
Figura 25. Implementación final del calentador por inducción. Figura generada por el autor. 
 
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4.3. Diseño de la estructura mecánica 
El diseño de la estructura mecánica se realiza en base al tamaño de los circuitos impresos que 
se realizaron anteriormenteadicionando el tamaño del transformador de potencia, fue 
realizado en AUTODESK Inventor 2014 versión estudiantil, con las medidas que se muestran 
(Figura 25). 
 
 
(a) 
 
 
 
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(b) 
Figura 25. Diseño de la estructura mecánica del calentador por inducción. (a) Isométrico. (b) Vistas Inferior, 
Lateral derecho, y Frontal (mm). Figura generada por el autor. 
 
 
 
 
 
 
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5. Pruebas y análisis de resultados 
Se realizaron pruebas en los rodamientos presentados en la Tabla 1 con la bobina de 
inducción, registrando el tiempo que se tarda en calentarse el rodamiento a la temperatura de 
70°C. 
Tabla 3. Calentamiento de los rodamientos. Tabla generada por el autor. 
Diámetro Interior 
(mm) 
Diámetro exterior 
(mm) 
Espesor (mm) Tiempo (min) Corriente 
final (A) 
12 30 10 7 1 
19 40 12 8 1 
20 32 7 6 1.2 
25 52 15 10 1.4 
25 52 24 12 2 
 
Los datos de la Tabla 3 con respecto a la longitud de los rodamientos están dada en milímetros, 
el tiempo es tomado en minutos, y la corriente final es la medida cuando llega a la temperatura 
de 70°C. 
Hay que tener en cuenta que la bobina de acople se calienta al igual que los MOSFET de 
potencia por la circulación de corriente a alta frecuencia y por la conmutación tan rápida en 
cada transistor. Para cada prueba se dejó un intervalo de 5 minutos de descanso en el 
calentamiento del rodamiento y así no forzar la etapa de potencia previniendo que sufra daños, 
por sobrecalentamiento. Además las pruebas se realizaron 2 veces obteniendo resultados 
similares en las dos pruebas, notando la eficiencia del calentamiento siendo uniforme en todo 
el rodamiento y tomando la temperatura en el aro del centro del rodamiento. 
 
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A partir de los datos tomados en la tabla 3 se puede observar que a mayor tamaño del 
rodamiento el tiempo aumenta para calentar el rodamiento y más energía debe ser utilizada 
por la bobina de carga para el calentamiento del rodamiento. 
Sin embargo la potencia a la cual el sistema fue proyectado fue de 250W y con los resultados 
de las pruebas realizadas la potencia máxima entregada en el rodamiento más grande fue de 
110W próximo a la mitad de la potencia máxima proyectada. 
 
6. Conclusiones 
En un sistema de calentamiento se debe tener en cuenta las propiedades magnéticas y de 
resistencia del material a calentar además de la forma, para realizar un correcto diseño de la 
bobina de inducción. Sin embargo no son los únicos parámetros para realizar el diseño del 
sistema de calentamiento por inducción, hay que tener en cuenta la temperatura que se 
requiere y el tiempo de calentamiento para así tener el un valor aproximado de potencia que 
requiera la carga para su calentamiento. 
El controlador del sistema es parte fundamental para el calentamiento por inducción, ya que si 
se requiere sacar la máxima eficiencia necesariamente se debe estar regulando la frecuencia 
de resonancia o controlando el nivel de voltaje y/o corriente en la carga, que conlleva a 
implementar otro tipo de sensores en el sistema; Sin embargo existen aplicaciones muy 
sencillas y eficientes a la hora de calentamiento por inducción donde no es necesario un 
controlador ya que estos se autorregulan con un arreglo en las conexiones de sus 
componentes, sin que use sensores en el sistema. 
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Existen gran variedad de inversores resonantes para implementar en un sistema de 
calentamiento por inducción electromagnética, que depende de la aplicación, del capital que 
se pueda invertir en cuanto a componentes y elementos del sistema y de la complejidad que 
este lleve para realizar el calentamiento en la carga, se diseña la opción que más se ajuste a 
alguno de los anteriores condiciones. 
El realizar programas en microcontroladores de 32-bits de la familia de Cypress Semiconductor 
para proyectos o aplicaciones como esta, es de gran utilidad para la persona que hasta ahora 
este iniciando con estos microcontroladores porque tiene bastantes herramientas que ofrecen 
ayudas para el entendimiento de la programación de este. Igualmente en proyectos donde se 
trabaje con potencia, se recomienda aislar la etapa de control de la etapa de potencia, porque 
al estar realizando las pruebas iniciales y más cuando es un prototipo, pueden ocurrir cortos 
circuitos que dañen tanto la etapa de potencia como la etapa de control, que para este proyecto 
con este microcontrolador que poco se encuentra en el mercado colombiano lo hace más 
costoso y difícil de conseguir. 
Finalmente este tipo de electrotecnologia es muy poco trabajada en el mercado de hoy en día 
por su costo en el país, sin embargo es un campo en los sistemas de calentamiento que brinda 
eficiencia, rapidez y seguridad, el cual debería ser más aprovechado para diferentes 
aplicaciones y más con los avances tecnológicos los elementos que componen este tipo de 
sistemas de calentamiento por inducción electromagnética son más versátiles, de menor 
tamaño y de mayor capacidad para altas potencias. Este proyecto queda de base para 
cualquier cambio o mejora que se desee hacer del mismo en la parte de control o para 
aplicaciones que requieran mayores temperaturas o calentamiento con otro tipo de cargas. 
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Referencias 
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[16] V. Rudnev, D. Loveless, and R. Cook, Handbook Of Induction Heating. Michigan,U.S.A., 2003.