Upload
jorge-jd
View
8
Download
1
Embed Size (px)
Citation preview
UNIVERSIDAD NACIONAL DE SAN AGUSTÍN
FACULTAD DE PRODUCCIÓN Y SERVICIOS
INGENIERÍA ELÉCTRICA
CURSO DE
DISEÑO DE MÁQUINAS ELÉTRICAS
TEMA:
DETERMINACION DE LOS PARAMETROS DE LA MAQUINA ASINCRONA
PRESENTADO POR:
ALUMNO: RICARDO JAVIER HUAYAPA PUMA
DOCENTE:
ING. MIGUEL OCHARÁN P.
CUI: 20101201
GRUPO: “A”
30 de octubre del 2013
AREQUIPA
DETERMINACIÓN DE LOS PARÁMETROS DE LA MÁQUINA ASÍNCRONA TRIFÁSICA CON ROTOR JAULA DE ARDILLA SOBRE LA BASE DEL RESULTADO DEL DISEÑO.
Datos generales 20 HP, 220/380. 3φ
Cálculo del motor jaula de ardilla. 15 KW, 3φ, 220/380V, 60 Hz, 1800 RPM. Régimen de Trabajo Programado, Construcción Protegida, Ventilador Radial (máquina normal de serie tipo 4A)
4.1 EFICIENCIA Y FACTOR DE POTENCIA NOMINALES
Interpolando el dato de eficiencia de la Tabla 4-1, cosfn=0.88; hn=0.89
4.2. SELECCIÓN DE LAS DIMENSIONES PRINCIPALES
4.2.1. Número de pares de polos
P = fr.60
= 60.60
= 2n1 1800
4.2.2. Potencia de cálculo.
P'=KE Pn
ηncosφn=
(0.97)(15)(0.89)(0.88)
=18.58 KVA
Donde KE =0.97 según la Figura 4-1
4.2.3 Diámetro Interior y Exterior del Estato r .
De la Figura 4-2, en función de la Potencia y el número de polos.
D ≈ 20 cm.
Da ≈ 1,58D ≈ 31.6 cm.
Da≈29,1 cm. (Diámetro exterior).
Donde D≈29.11.58
=18.42cm
Tomamos D=18.40 cm (diámetro interior)
Diseño de máquinas eléctricas Página 1
TABLA 4-1
EFICIENCIA Y FACTOR DE POTENCIA
MAQUINAS ASINCRONAS TIPO A2-A4EFICIENCIA % COSΦRPM 3000 1500 1000 750 3000 1500 1000 750POTENCIA7.5 8510 87 87 0.86 0.7813 88.5 88 87.5 0.88 0.86 0.8117 88 89.5 89 88.5 0.88 0.88 0.87 0.8222 89 90 89.5 89 0.88 0.88 0.87 0.8230 90 90.5 90 90 0.88 0.88 0.88 0.8240 90.5 91 91 91.5 0.89 0.89 0.89 0.8455 91 92 92 92 0.89 0.89 0.89 0.8475 92 92.5 92.5
FIG. 4.1 Coeficiente de tensión vs número de pares de polos
4.2.4. Paso Polar
τ = πD
= πx18,4
= 14,45 cm.2p 4
Diseño de máquinas eléctricas Página 2
∂
4.2.5 Longitud de Cálculo del Estato r.
1∂= 6,1∗10' '∗P1
∝∂Kb Ko1 AB∂ D2n
Donde:
P’: Potencia calculada de la maquina = 18.58 KVA
De la Figura 4-3, para τ = 14.45 cm, si asumimos los siguientes valores:
∝∂=0.715
Kb=1,090
A =310 amp/cm. B =7200 gauss
Y seleccionemos el devanado en bucle para dos capas, con lo que K01 ≈0.91
Obtenemos:
l∂=12.25 cm. ., tomamos l∂ = 12.3 cm.
4.2.6. Longitud Real del Est a to r .
l1=l=l∂=12.3 cm.
La Tabla 4-2 contiene las variables de cálculo típicas para motores del tipo 2A y 4ª en 13 y 17 Kw.
Fig. 4.2 Relación Diámetro vs Número de polos y potencia de diseño
Diseño de máquinas eléctricas Página 3
Fig. 4.3 Densidad de flujo e intensidad de corriente vs longitud de paso polar y número de pares de polos
4.3 PARTES ACTIVAS DEL ESTATOR
4.3.1. Número de ranuras por polo y por fase
Se seleccionó q1 = 3.
4.3.2. Número total de ranuras del estator
Z1 =6.p.q1=6.2.3=36.
4.3.3 . Pas o d e diente s de l estator
t 1=πDZ1
=π ×18.436
=1.605cm
Diseño de máquinas eléctricas Página 4
4.3.4. Corriente nominal por fase.
I 1n=Pn .103
m1V ηn cosφ= 15×103
3×220××0.89×0.88=29.1 A
4.3.5 Número efectivo de conductores por ranura.
Para a1=1
μn1=A t1a1
I 1n
=310×1.605×129
=17.1
Seleccionamos μn1= 17, (a1=numero de hilos/conductor)
4.3.6 Sección y diámet r o de los conducto r es de de v anado del est a to r .
Considerando una densidad de corriente admisible ∆c≈5,2 amp/mm2, obtenemos la sección teórica:
Sc1=
I 1n
a1q1∆c
= 29.11×3×5.2
=1.86mm2
Seleccionamos la sección comercial inmediatamente inferior, o algo cercano
4.3.7. Densidad Real de Corriente.
∆c=I 1n
a1q1 sc= 29.1
1×3×1.561=6.21−amp ./mm2
4.3.8 Dimensiones de la ranura, diente y aislamiento de la ranura
El número total de conductores por fase es:
nt=μn1nε=17×3=51
El diámetro nominal de los conductores considerando el aislamiento es: de = 1.80 mm2
por tanto la sección llena de la ranura es:
s1 t=nt da2
k3
=51×1.802
0.73=226 mm2
K3=0.73
Considerando St1≈2206, tomando como base la información contenida en la tabla 4-3 y la figura
4-4, el valor real de St1≈220mm2.
Diseño de máquinas eléctricas Página 5
4.3.9 Valor real del coeficiente de relleno.
K3=nt d
2a
S1 t=165.36
220=0.75
4.3.10 Determinación del valor de inclinación de la ranura.
Tómanos bc=12,5 mm como valor de diferencia entre la cabeza y la cola del vástago o barra de la jaula de ardilla, entonces:
1C
= bcπD
= 12.518.4 π
= 146
4.3. 1 1 Número total de espiras del estator
ω1=pqμn1
a1
=2×3×171
=102
4.3.12 Paso del devanado
β= γτ=7
9=0.778
γ=0.83∗t=0.83∗9=7
γ=7 , para(1→8)
TABLA 4-2
VARIABLES DE CÁLCULO
Nro. Variables
Da D τ A Bδ Lδ L1 Lδ/τ(13kW)
Lδ/τ(17kW)
1 29.10 18.47 14.45 310 7200 12.30 12.30 0.852 1.112 24.80 16.70 12.30 280 7100 19.00 19.00 1.545 2.023 34.30 21.60 16.95 330 7300 8.30 8.30 0.490 0.81
TABLA 4-3
COMPONENTES DE LA RANURA DEL ESTATOR (Fig. 4-4)
Nro Material Características Valores TotalesEspesor(mm)
CantidadVertical
CantidadHorizontal
AnchoVertical
AnchoHorizontal
1 Conductor tipo Cu-PTV1.45/1.56
2 Papel aislante seco 0.27 2 3 0.54 0.83 Papel aislante en aceite 0.27 2 3 0.54 0.8
Diseño de máquinas eléctricas Página 6
4 Material aislante resina 0.27 2 0.545 Idem anterior 0.27 1 0.276 Madera 3 1 3
Valores para la ranura 1.1 5.4
TABLA 4-4
NÚMERO DE RANURAS DEL ESTATOR Y ROTOR
(En función del número de polos)
Pares de polos Estator Rotor c/inclinación Rotor s/inclinación2
4
182430364248
243642486072
2616,32 18,30,31,33,34,3522,38 18,20,21,23,24,37,39,4026,28,44,46 25,27,28,43,45,4732,34,50,5238,40,56,58 59
32 16,20,30,33,34,35,3626,44,46 24,27,28,30,32,45,4834,50,52,54 33,34,38,51,5334,38,56,58,62,64 36,39,40,44,57,5950,52,68,70,74 48,49,51,56,64,69,7162,64,80,82,86 61,63,68,76,81,83
4.3.13 .Coeficientes o Factores de Corrección para el Devanado-
Kπ1=0,94 i Kδl =0.902 (ver tabla 4.6)
ϕ=K EU 1n108
4 Kb f 1W 1K o1
ϕ=(0.97)(220)108
4(1.09)(60)(102)(0.902)=0.8866∗106
4.3.15. Inducción magnética en el entrehierro
Bδ= ϕαδτl
=0.8866 (106 )
(0.75 ) (14.45 ) (12.3 )=6651 gauss
4.3.16 Inducción máxima (y media) en el diente
Bzim=B zicp=Bδ∗t1∗λδ
bz1∗l∗kc=
(6651 ) (1.605 ) (12.3 )(0.73 ) (12.3 ) (0.95 )
=¿
Bzim=15 400 gauss
Diseño de máquinas eléctricas Página 7
Considerando el acero electrotécnico
Para l14 cm. , tomamos kc =0.95 ,con aislamiento de espesor 0,5 mm.
4.3.17 Altura del yugo del estator.
hc=Da−D2
−hzl
hc=29.1−18.42
−2.55=2.88cm
De la geometría de la maquina hzl=2.55cm
4.13.18 Inducción en el yugo del estator.
Bc=ϕ
2hclk c
= 0.8866∗106
2(2.8)(12.3)(0.95)=13 550gauss
4.13.19 Entrehierro según la Figura 4-5.
δ=0.45 mm.
Diseño de máquinas eléctricas Página 8
Fig. 4.4 RANURA DEL ESTATOR
Forma y dimensiones características de la ranura del estator de la máquina en estudio
Diseño de máquinas eléctricas Página 9
Diseño de máquinas eléctricas Página 10
Diseño de máquinas eléctricas Página 11
TABLA 4-6
CÁLCULO DE LONGITUD DE BOBINAS DEL ESTATOR(En función del número de polos)
Diseño de máquinas eléctricas Página 12
4.4 PARTES ACTIVAS DEL ROTOR
DEVANADO, RANURAS Y YUGO DEL ROTOR.
4.4.1 Núme r o de ranuras del r oto r .
Ζ2=46 (Ver Tabla 4-4)
4.4. 2 Diámet ro exterio r de l r oto r .
D’=D-2δ=18,4-2(0,045)=18,31 cm.
4.4.3 Paso del diente del r o to r .
t 2=Π D´∠2
=Π (18.31)
46=1.25 cm
4.4.4 Corriente en la barra ó vástago de la jaula de ardilla
(para K1 =0.92)
I c=I 2=k1=I 1n(6w1 Ko1
Z2
)
I c=I 2=(0.92 ) (29.1 )(6×102×0.90246 )=321.27amp
4.4.5 Corriente en el anillo cortocircuitado del rotor
I k=I c ( 1
2 senπpZ2
)=I c (1∆
)
I k=321.27 ( 10.272 )=1181.169 amp
∆=2 senπpZ2
=2 sen2π46
=0.272
4.4.6 Sección del vástago o barra para un valor de densidad de corriente
∆c≅3.4 amp/cm2
Sc=I c∆c
=321.273.4
=95mm2
Diseño de máquinas eléctricas Página 13
4.4.7 Sección de anillo cortocircuitado para un valor de densidad de corriente ∆c≅2,6 amp/mm2
Sk=I k∆k
=1181.1692.6
=454 mm2
4.4.8. T amaño de la ranura y del diente del r otor
De las Figuras 4-7 y 4-8, obtendremos que
tr2=28 mm
bm2=1,5 mm
Además, puesto que
St=Sc ≈97mm2
Obtenemos
br2=Sttr2
=9728
≈3.47mm
Tomamos br2=3.5mm
4.4.9 A r ea de la ranura.
Según la Figura 4-8
St=Sc=hr 2br 2+0.5 (br 22−bm2
2)
St=Sc=(28 ) (3.5 )+0.5 ( 3.52−1.52 )=103mm2
4.4.10 T amaño de los anillos cortoci r cuitados.
Sr=ab=(33)(14)=462 mm2
(la sección del anillo es trapezoidal)
4.4. 1 1 Altura de yugo del r otor
hp=D´−D´ a+ 1
6D´ a
2−hz2
Diseño de máquinas eléctricas Página 14
hp=(18.31 )−6+ 1
6(6 )
2−3.04=3.675cm
El valor de la altura del diente del rotor es tomado a parir de la geometría del mismo hz2 = 3,04cm
Fog4.7 f.i4.8
4.4.12 Inducción en el yugo del roto r .
Bp= ϕ2∗hp∗l 2∗kc 2
= 0.8866∗106
2(3.675)(12.8)(0.95)=9919 gauss
(La longitud l2=l1+0,5=12,3+0,5=12,8 cm)
4.5 FLUJOS DE MAGNETIZACIÓN.
4.5. 1 Coeficient e par a e l cálcul o de l valo r de l fluj o d e magnetizació n en e l entrehierro.
kl = 1,14
bm1t 1
= 3.1016.05
=0.193
bm1δ
=3.100.45
=6.9
Kl2=1.07
bm1t 2
=1.5012.5
=0.12
bm1δ
=1.500.45
=3.33
Finalmente:
kl = kl1 * kl 2 = (1,14)(1,07) = 1,22
4.5.2 Tensión magnética en el entrehierro.
Fδ = 1.6 * B∂ * kl * δ = (1,6)(6615)(1,22)(0,045)
Diseño de máquinas eléctricas Página 15
Fδ = 581 amp.
4.5.3 T ensión magnética en los dientes del estato r .
Fz1 = 2 * l z1 * H z1 = (2)(2,55)(31.1) = 158.61 amp
(de la Tabla 4-5 para Bzicp= 13.700 gauss Hzi=31.1 amp/cm.; además lzi = hz1 = 2,55 cm.)
4.5.4 T ensión magnética en los dientes del roto r .
Fz2 = 2 lz 2 H z 2 = (2)(3,04)(19.81) = 120.4 amp.
Hz2 se calcula a partir de las inducciones en los dientes del rotor:
Bz 2min=Bδ∗t 2∗1∂
B z2max∗12∗kc
¿(6615)(1.25)(12.3)(0.88)(12.8)(0.95)
=9504 gauss
Bz 2max=Bδ∗Z2∗1∂
B z2min∗12∗kc
¿(6615)(1.25)(12.3)(0.5)(12.8)(0.95)
=16727gauss
En consecuencia Bz2cp, inducción promedio es
Bz2cp = 13 115 gauss,
En consecuencia de la Tabla 4-5 hallaremos:
H2zmin = 4.47 amp/cm
H2zmax = 67 amp/cm.
H2zcp = 11.86 amp/cm
Hz2 = 1/6 (4.47+67+4(11.86))= 19.81 amp/cm.
4.5.5. Coeficiente o factor de saturación de los dientes
k z=Fδ+F z1+F z2
Fδ=581+158.6+19.81
581=1.3
Diseño de máquinas eléctricas Página 16
4.5.6. Precisión de las magnitudes de la inducción y la tensión magnética e n lo s diente s de l estato r , de l r oto r y de l ent r ehier r o.
Puesto que el factor kz es diferente de 1,325 que corresponde a ∝δ = 0,715, entonces repetimos
el cálculo de Fz1, Fz2, Fδ; afectándolos por el valor de corrección siguiente:
Tomando por interpolación:
aδ = 0.705 para kz=1,3
Las ecuaciones en este caso varían en la proporción
0.7150.705
=1.014
En consecuencia los valores corregidos son:
Bδ=6744 gauss
F δ=589amp
Bzl cp=15 607gauss
H zl=31.53amp /cm
F z1=160.82amp
Bz 2min=9637 gauss
H z2min=4.53amp /cm
Bz 2max=16961gauss
H z2max=67.93 amp /cm
Bz 2cp=13298.6 gauss
H z2cp=12.03amp /cm
H z2=20.09amp /cm
F z2=122.08 amp
Diseño de máquinas eléctricas Página 17
K z=1.3
4.5.7. T ensión magnética del yugo del estato r .
Fc = ξ*Hc*ϑc=(0,38)(13.6)(20,6)=104.9 amp
(de la Tabla 4-5, para Bc = 13550 gauss)
Hc = 13.60 amp/cm; de la Figura 4-9
ξ=0,38
1c=π (Da−hc ¿ ¿2 p
=π (29.1−2.8)
4=20.6cm
4.5.8 T ensión magnética del yugo de r otor
Fp = ξ*Hp*lp =(0,58)(3,46)(7,56)= 21.62 amp.
(de la tabla 4-5 para Bp = 9919 gauss)
Hp = 4.93 amp/cm, de la Figura 4-9
ξ=0,58
1p=π (D1a−hp¿ ¿2 p
=π (6−3.615)
4=7.56cm
Diseño de máquinas eléctricas Página 18
Fig. 4.9 Factor de corrección para tensión magnética (x) vs densidad de flujo
4.5.9. Fuerza de magnetización del circuito magnético.
Fµ = Fδ + Fz1 + Fz 2 + Fc + Fp =
589 + 160.82 + 122.08 + 104.9 + 21.62 = 998.42 amp
4.5.10 Coeficiente total de saturación.
Diseño de máquinas eléctricas Página 19
kμ= FμFδ
=998.42589
=1.695
4.5. 1 1 Corriente de magnetización.
Iμ= p∗Fμ0.9m.w ,k o1
=(2 ) (998.42 )
(0.9 ) (3 ) (102 ) (0.902 )=8.04amp
Y el valor por unidad es
Iμ%= IμI ¿
×100=8.0429.1
×100=27.63 %
4.6 PARÁMETROS DEL MOTOR EN RÉGIMEN DE TRABAJO
4.6. 1 Longitu d d e l a part e fronta l de l devanad o de l estator
lπ 1=kπ 1x τ yi+2B
lπ 1=(1.55 ) (12.8 )+2 (1 )=21.85
τy 1= y1
π (D+kπ 1 )Z1
=7π (18.4+2.5)
36=12.8cm
De la tabla:4-6, Kπ1=1.55 B=1cm
4.6.2 Longitud hacia la salida de la parte f r ontal del estato r .
lB1 = kBi ℑu1+B =(0.5)(12.8)+1= 7.4 cm.
4.6.3 Longitud media de la semiespira del devanado del estato r .
lcp1 = l1 + lπ1 = 12.3 + 21.85 = 34.15 cm
4.6.4 Longitud total del conductor del devanado del estato r .
lt1 = 2*w1lcp *10-2 = (2)(102)(34,15)(10-2) = 69.66 m
Diseño de máquinas eléctricas Página 20
4.6. 5 Resistenci a activ a de l devanad o de l estato r .
r1=ρ75
1t1
nc∗sc∗a1
=
158
∗69.66
3∗1.65∗1=0.2426
En valores por unidad
r1¿=
I 1N∗r1
V 1N
=29.1∗0.2426220
=0.0302=3.02 %
4.6.6 Resistencia activa del devanado del rotor.
r2=r p+2 ra∆2
r p=resistencia del vástago
ra=resistencia del anillo
*cálculo de la resistencia del vástago.
r p=ρal ,75 °C
12∗10−2
sc=
123
∗12.8∗10−2
103=5.4∗10−5ohm
(para el aluminio colado de tablas ρal=1
23 )
rk=2ra∆2=2
ρal ,75 °C∗π D'1∗10−2
Z2∗sr∗∆2
rk=21
233.1416∗15.01∗10−2
46∗4621
0.2722=2.61∗10−5ohm
D1=D2−a=18.13−3.3=15.01cm
∆=0.272
En consecuencia
r2=8.01∗10−5
4.6.7 Factor de reducción de los parámetros del rotor jaula de ardilla al devanado del estator.
v = 4 m1(w1*ko)2 /Z2 =(4)(3)(102*x 0,902)²/46
Diseño de máquinas eléctricas Página 21
v = 2.208 x 10³
4.6.8 Resistencia activa del devanado del rotor reducida al devanado del estator.
r2 = r2v =(8,01)(10-5)(3,06)(10³)=0,245 ohm
Su valor por unidad
r2¿=
I 1N∗r2
V 1n
=29.1∗0.245220
=0.0324 p .u .=3.24 %
4.6.9 Factores para el cálculo de la conductibilidad magnética de dispersió n de l estator
Para los valores de fórmulas y tablas consignados en el Apéndice 1
λ π1=1.26
λd1=1.62
λ f 1=1.21
∑λ1=λ π1+ λd1+λ f 1
¿1.26+1.62+1.21
¿4.09
4.6.10 Resistencias inductivas de la dispersión del flujo en el devanado del estator.
x1=0.158∗f 1∗w1
2∗l1100∗1002∗p∗q1
∑λ1n
x1=0.158∗60∗1022∗12.3
100∗1002∗2∗3∗4.09=0.8269Ω
En valores por unidad
x1¿=0.1316 p .u.=13.16 %
4.6.11 Factores para el cálculo de la conductibilidad magnética de dispersión del rotor.
Análogamente del Apéndice 1, para el rotor:
λ π2=3.386
λd2=1.86
Diseño de máquinas eléctricas Página 22
λ f 2=0.845
∑λ2=λ π2+λd2+λ f 2=6.091
4.6.12 Resistencias inductivas de dispersión de devanado del rotor
x2=9.9∗f 1∗lδ∗∑λ2∗10−3=9.9∗60∗12.8∗6.091∗10−3
x2=0.3696∗10−3Ω
4.6.13 V alor de la r esistencia inductiva del devanado del r otor r educida a l devanad o de l estato r .
x2=(0.3696∗10−3 ) ( 3.06∗103 )=1.1309ohm
En valores por unidad
x2=0.1309 p .u .=13.09 %
4.6.14 Resistencia inductiva de la inducción recíproca (sin considerar la inclinación de las ranuras)
x12≈V 1N−I μ∗x1
I μ=220−5.12∗0.8269
5.12=42.14Ω
En valores por unidad
x12=4.47 p .u .
4.6.15 Resistencias inductivas de dispersión tomando en consideración la inclinación de las ranuras.
El ángulo de inclinación.
γ c=360 pZ2
=(360)(2)
46=15.6 °
Según la siguiente formula:
ε=V 1N
(I ¿¿μ∗x1)=220
5.12∗0.8269=51.96¿
De la tabla 4-7
Diseño de máquinas eléctricas Página 23
1
σck = 1.165, por lo tanto:
x1*σck = (0.8269)(1,165) = 0.9629 ohm
x2 *σck = (1,1309)(1,165) = 1,3175 ohm
Adoptamos:
x1 = 0.9629 ohm
x2 = 1,3175 ohm
4.7 PÉRDIDAS EN EL ACERO Y PÉRDIDAS MECÁNICAS
4.7. 1 Pes o de l yug o de l estator
Gc=γ∗hc∗kc∗11∗1cp (2 p )∗10−8
Gc=(7,8)(2.8)(0.95)(12.3)(20.6)(4)(10−8)
Gc=21kg
4.7. 2 Pes o d e lo s diente s de l estato r .
Gcz=γ∗Z1∗hz1∗kopcp∗11∗kc∗10−8
Gcz=(7,8)(36)(2.55)(0.735)(12.3)(0.95)(10−8)
Gcz=6.15kg
4.7.3 Pérdidas principales en el acero del yugo del estator
Pcc=kπ∗pcc∗Gc∗10−8
Pcc= (1.6 ) (5.86 ) (21 ) (10−8 )=0.197 kw
Consideramos:
Pcc=5.87 (w/kg) para el acero E12 y para Bc=13550 gauss
4.7.4 Pérdidas principales en el acero de los dientes del estator.
Pcz=k π1∗pcz∗Gcz∗10−8
Diseño de máquinas eléctricas Página 24
Pcz=(1.8)(6.38)(6.15)(10−8)
Pcz=0.0706kw
Se ha considerado Pcz = 6.38 (w/kg) para Bzlcp =13892 gauss
4.7.5 Pérdidas superficiales en los dientes del rotor.
P¿ ,r=2 pτ p
t 2−bm2
t2lδ∗10−7∗p¿ ,r
P¿ ,r=0.5k0( Z1∗n1
10000 )1.5
( B0∗t11000 )
2
De las tablas obtenemos
ko = 2
Bo
= βok
δB
δ
por consiguiente:
Bo = (0,365)(1,22)(6003) = 2673 gauss
β0 se obtiene a partir de la relación:
bm1/δ= 3,1/0,45 = 6,9 i βo = 0,365
como Z1 = 36,
n1 = 1800
t1
= 16,05 mm
t2 = 12,50 mm
p=2
Tp=14.45
lδ= 12.30 entonces, reeemplazando
psup,r = 960 w/m2
Diseño de máquinas eléctricas Página 25
Psup,r = 0,060 kw.
4.7.6 Pérdidas por pulsación en los dientes del r oto r .
Ppuls , r=0.14( Z1∗n10000 )
2
( Bpuls , r
1000 )2
G zp∗10−8
Bpuls , r=B z2cp
γ 0δ
2 t2
=119044∗0.452∗12.5
=857 gauss
En consecuencia, como G zp=9.15
Ppuls , r=0.0395kw
Diseño de máquinas eléctricas Página 26