книги / Проектирование электрических машин

h ( r ,+ />,) + 4/*l +			hixi +		... +	4 -1 jxt +	f j Xi e		J k
Л /Л + /2 (r 2 + / 2 * , j + ^ 2 * 1 + - +								2 * « +
		"b h i 2 * »			=■ £/e;
				i
4 / * i f	+ /з ( ' . + ф ) + ~ ~ь i n - 1 / 2								-t-
		+	^	2 ^	= 0»;
				1
Лмч -i- /о/ 2	*< +	h i 2 * *		+ — + 4 - i			+	/ 2 xij +
		+ 4 / 2 ^ 1
hixi +	/ 2/ V	jfi -i- hi 2			** +	- 4 - i / 2		A'« +
	1			l		1
	A + 4	+ 4	+	••• +	4 - i	+ 4 = 4 .
Матрица системы (6-301) легко приводится к виду:
Г1 — ('a + jxj)				— ix2		... — jx.		— M>
0			-	+	/-V3)	... — jx3		— /-Vn
0	0			r3		ix4		— ix4
0	0			0		•^/r-1		— (r,; +	/-V„)

(6-301)

(6-302)

Принимая ток в п-м слое /„ = 1 , можно найти все токи /,• и / с (в от­ носительных единицах) по следующим формулам:

4-! = 4 — --- 1- j

r„ - i	rn—t
L - , ~ U , ^ = L + jJ ^ L .у		/
rn—»	rlt—j jam *
4 ik+l^h±L +	/^ ± L	(6-303)
rh	rtt

231

После решения системы уравне­ ний (6-303) расчет ведется в ниже­ следующей последовательности.

Активное сопротивление стерж­ ня ротора с учетом действия эффек­ та вытеснения тока

2 ( ' М

(6-304)

коэффициент увеличения актив­ ного сопротивления стержня

		2	« ' i )			(6-305)
			' с ' с
где	гс — сопротивление					единицы
	длины		стержня			при	по­
	стоянной			плотности			тока
	по его		сечению,			т. е.	без
	учета		влияния			эффекта
	вытеснения				тока.
	Коэффициент		магнитной прово­
димости		участка		паза,		занятого
стержнем		обмотки		с	учетом		эф­
фекта вытеснения				тока
		I.HM)				(6-306)
	Коэффициент		уменьшения				про­
водимости		под влиянием				эффекта
вытеснения тока
		К ~ ^п2|^п2»
где	коэффициент		магнитной прово­

димости участка паза, занятого об­ моткой, без учета влияния эффек­

та	вытеснения тока
где	2 Як— сумма		площадей по-
	к=п	сечений	элементарных
перечных

слоев, расположенных под i-м сло­ ем, для которого рассчитана прово­ димость Л,.

Выражение (6-307) может быть использовано только при постоян­ ном в пределах сечения стержня

удельном сопротивлении. При раз­

личном удельном сопротивлении участков стержня используют сле­ дующее выражение:

SHM1

(6-308)

т

где	Ж	сумма		проводимо­
		стей	на		единицу
		длины		элементар­
		ных	слоев, распо­
		ложенных			ниже
		i-ro	слоя;
		проводимость				еди­
		ницы длины стерж­
		ня.
	Точность описанного			метода		за­
висит от принятого			числа		элемен­
тарных слоев п.		Достаточная				для
практических		расчетов			точность
(погрешность в		пределах			2— 3% от

аналитического решения задачи для прямоугольного паза) обеспечива­ ется при числе элементарных сло­

ев л > 3 £ ,	где	| — приведенная	вы­
сота стержня		по (6-231). Таким
образом,	при	частоте тока	/2 =

= 50 Гц для алюминиевых стерж­ ней высотой, например, 30 мм до­ статочно подразделить стерженька 7—8 элементарных слоев. При этом высота верхних, т. е. находящихся ближе к шлицу слоев, должна быть взята в 3—4 раза меньшей, чем по­ следующих. Токи в элементарных слоях по (6-303) можно рассчитать вручную. При большем числе сло­

ев	целесообразно		пспользбвать
ЭВМ. Программа		расчета		приведе­
на	в приложении	I.		известной
	Метод предполагает

картину поля рассеяния в пазу. Ес­ ли она не известна, то может быть

принято	добавочное допущение
о прямолинейности		магнитных	си­
ловых линий потока		пазового	рас­
сеяния,	которое является обычным

в задачах такого рода. В большин­ стве случаев картина поля, близ-

'232

к ая

к

действительной,

мож ет

быть

л егко

получена

моделированием

или

просты м

построением

поля

по

известны м

методам .

Д ан н ы й

метод

применим

так ж е

и

к

расчету

эквивалентны х

сопро­

тивлений

двухклеточны х

роторов.

В

этом

сл у ч ае

пазы двойной

клетки

р ассм атр и ваю тся

как

один

сл о ж ­

ный

п аз. П роводим ость перемычки

м еж ду

стерж ням и

вклю чается

в

п роводим ость

верхней

магнитной

трубки

стер ж ня

рабочей

клетки.

П ри

общ их

зам ы каю щ их

кольцах

их

сопротивление

учиты вается

пос­

л е

оп ределен ия эквивалентного

со­

проти влен ия

стерж ней

r Cg

и

Х„б.

т. е. т а к ж е,

как

при

ф игурных

п а ­

зах .

П р и

наличии

раздельны х

з а ­

м ы каю щ их

колец

система

у равне­

ний

и

схем а

зам ещ ения

несколько

усл о ж н яю тся

(рис.

6-58), так как

приходится

учиты вать

п оследова­

тельно

вклю ченные

в

каж дую

из

групп

п араллельны х

ветвей

отно­

сящ и хся к

верхней

и

нижней

клет­

к ам

сопротивления

соответствую ­

щ их

зам ы каю щ и х

колец. П риведен ­

н ая

на

рис.

6-58

схема зам ещ ени я

соответствует

подразделению

верх ­

него

стерж ня

двойной

клетки

иа k

и

ниж него

иа

t элем ентарны х

сло-

6BJ Гв1,

Гп2, •••• I'nk

И

Л’в 1,

Хо2,

XD/i —

соответственно

активны е

и

у слов­

ные

индуктивны е

сопротивления

элем ентарны х

слоев

верхнего

стер ­

ж н я,

а

Г,и,

Г,12,

И

Х,„,

Л*Н2, ....

дс,н — элем ентарны х

слоев

нижнего

стерж ня; J W

— условное

индуктив­

ное

сопротивление

суж енного

у ч а ­

стка

п аза

(перемычки)

меж ду

стерж ням и

рабочей

и

пусковой

клетки:

*пср =	ю#<Дпср = w2u0 J h lS lL ,				(6-309)
			Опер
где	fin ср "	&пср — высота			и ши­
		рина	перемычки.
h i и	/„* — токи		в элементарны х
w	слоях		стерж ней раб о ­
	чей и		пусковой		клеток;
	/ с в =	* .		в	стерж не
		2 / В| — ток
	пусковой			(верхней)
	клетки;
	/ с „ =	2/„,- — ток		в	стерж не

’1

рабочей	(нижней)
клетки;
/ с — ток ротора;

хп — индуктивное сопротив­

ление,		определяем ое
коэфф ициентами м аг­
нитной		проводимости
диф ф еренциального			и
лобового		рассеяния
пусковой		клетки;
Ь д .о - п о	(6-174);
tan в — по	(6-176) или		по

■(6-177);

-Гкл.н — индуктивное			сопротив­
ление лобового				р ассея­
ния	ниж ней клетки;
Якли— по	(6-176)		или		по
(6-177);
г'л „, г 'л п —		активны е			со­
противления			участков
зам ы каю щ и х				колец
пусковой		и		рабочей
клеток, приведенные к
току	ротора:
'кл.п =	2гК1,/Д-;			(6-310)
Гкл.и	~ “ta.-i.i/A2*			(6‘311)

233

Сопротивление

х Кл.в, вынесен­

кам /| и принятым удельным сопро-

ное в общую цепь пусковой и рабо­

тивлениям

каждого

слоя определя­

чей

клеток,

учитывает

также

ин­

ют

потери

в

слое и его нагрев за

дуктивную

связь

колец обеих кле­

определенный

промежуток

време­

ток (см. § 6 -1 2 ).

KR и Кх

ни, после

чего

уточняют

значение

Задача

определения

PI?I -

грубом

приближении

процесс

обмоток

двухклеточного

ротора

с

В

раздельными

замыкающими

коль­

нагрева может быть

принят

адиаба­

цами

решается

после

определения

тическим. Более точные

результаты

токов

/,

схемы

замещения

(рис.

дает учет тепловых связей элемен­

6-58),

что может

быть

выполнено

тарных

слоев

друг

с другом

и со

любым из известных методов реше­

сталью

зубцов

ротора.

Решение

ния

разветвленных

электрических

этой задачи выходит за рамки

цепей

переменного тока.

При при­

учебных проектов и в данном кур­

нятом

большом

числе

элементар­

се не рассматривается.

ных слоев

(n = k -\-t) для этой цели

целесообразно применять ЭВМ,

ис­

6-15. ОСОБЕННОСТИ ТЕПЛОВОГО

пользуя

стандартные

программы

И ВЕНТИЛЯЦИОННОГО РАСЧЕТА

решения

комплексных

уравнений.

АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

Существенные

упрощения

до­

На первоначальной

стадии

про­

стигаются

уменьшением

числа

эле­

ментарных

слоев

до

трех-четырех

ектирования

достаточно

достовер­

или до двух. При двух элементар­

ную оценку теплового режима дви­

ных

слоях

(стержни

пусковой

и

гателя дает приближенный

метод

рабочей

клеток

рассматриваются

теплового

расчета,

основанный на

как элементарные слои) схема за­

упрощенном

представлении

о

ха­

мещения (рис. 6-58) трансформиру­

рактере

тепловых

связей

между

ется в схему рис. 6-54 и расчет вы­

элементами электрической

машины.

полняется

по методу,

изложенному

В нем используются средние значе­

в §

6 -1 2 ,

однако

это

снижает

точ­

ния

коэффициентов

теплоотдачи с

ность расчета.

поверхности

и

теплопроводности

Естественно,

что

применение

изоляции,

характерные

для опреде­

данного

метода,

основанного

на

ленной

конструкции

и

технологии

подразделении стержня

на большое

производства

двигателей

данного

число

элементарных слоев,

целесо­

типа.

расчета

нагрева асинхрон­

образно

лишь при

сложных

конфи­

Для

гурациях

стержней,

и

при

необхо­

ных

машин,

спроектированных

на

базе

серии

4А,

могут

быть

взяты

димости

получить

более точный

ре­

зультат,

чем

по

приближенным

ме­

приведенные

в

[ 1 2 ] усредненные

тодам, основанным

на допущении о

коэффициенты

теплоотдачи

с

по­

независимости глубины

проникно­

верхности

и теплопроводности

изо­

вения тока от конфигурации

стерж­

ляции в пазовой

и лобовой

частях

обмоток.

ней.

Расчет

нагрева

проводят,

ис­

Изложенный

метод

позволяет

пользуя

значения

потерь,

получен­

также

учесть влияние

неравномер­

ных

для

номинального

режима, но

ного

по

площади

сечения

нагрева

потери в

изолированных

обмотках

стержней

в пусковых

режимах,

что

статора

и фазного ротора

несколь­

особенно

важно

для

машин,

рас­

ко

увеличивают

по

сравнению с

считанных для

работы с тяжелыми

расчетными,

предполагая,

что

об­

условиями

пуска.

мотки могут быть нагреты до пре­

Для этой цели удельное сопро­

дельно

допустимой

для принятого

тивление

каждого

элементарного

класса

изоляции

температуры:

слоя

р 0 ,

ставится

в зависимость от

при

классе нагревостойкости

изоля­

температуры

слоя.

ции

В —-до

1 2 0 °С,

при

классе

на­

Задача

решается

методом

по­

гревостойкости

изоляции

F — до

следовательных

приближений. Пос­

140°С и при классе нагревостойко­

ле каждого

этапа

решения

по

то­

сти

изоляции

Н — до

165°С.

При

234

этом коэффициент увеличения по­ терь kp по сравнению с полученны­ ми для расчетной температуры со­

ставит:	для обмоток с	изоляцией
иласса	нагревостой кости	В kp =

= pi2o/p7s=U5, для обмоток с изо­ ляцией класса нагревостойкостн F

fep =p|4o/pllS== 1,07 и	для обмоток
с изоляцией класса	нагревостойко-

сти	Н kp = p i6s/pn5 = 1.45.
_	Электрические потерн в обмотке

статора разделяются на потерн в пазовой части Р '<п, и потерн в ло­

бовых частях катушек Р \ я

<6-3 >2)

•срг

(6‘313>

’*ср»

Превышение температуры внут­ ренней поверхности сердечника ста-

235

Рнс 6-61 Средине значения коэффициентов теп­ лоотдачи с поверхности а, н подогрева воздуха а„ асинхронных двигателей исполнения IP23 щ>н

U=6000 В.

236

тора	над	температурой		воздуха
внутри машины, °С,
				■	<6 -з и >
где	а А— коэффициент		теплоотдачи
	с	поверхности		по	рис.
	6-59—6-61 в зависимости
	от	исполнения	машины;

К— коэффициент, учитываю­ щий, что часть потерь в сердечнике статора и в пазовой части обмотки пе­ редается через станину непосредственно в окру­ жающую среду (принима­ ют по табл. 6-30).

иал и Ь— число и ширина неизоли­

рованных	элементарных
проводников,		располо­
женных в	одном		слое
по ширине	паза;
Я.ЭКв — средняя	эквивалентная
теплопроводность			пазо­
вой изоляции.

Т а б л н ц а 6-30

Средние значения коэффициента К для асинхронных двигателей серии 4А

Исполнение двнглтеляпо способуза­ шиты	2	*	0	8	10	12
		Число полюсоп двигатели 2р
1Р44	0 ,2 2	0 ,2 0	0,19	0,18	0,17	0,16
1Р23	0,84	0,80	0 ,7 8 10,76		0 ,7 4 1 0,72
Перепад		температуры			в изоля­

ции пазовой части обмотки стато­ ра, °С,

Д#„,п. =	(-5=21- + к ± ± ‘ ) .
	птli \	?	И**» }
			(6-315)
где Ящ — расчетный			периметр по­
перечного сечения		паза статора,
равный для	полузакрытых трапе­

цеидальных пазов (см. рис.6-19,а):

	Яв1 = 2/1п + ^	+	&а	(6-316)
(А„,	Ь|, Ь2— размеры	паза		в штам­
пе);	для прямоугольных		открытых
и полуоткрытых пазов				(см. рис.
6-17 и 6-18)
	Пщ = 2 ф„ +	ba);		(6-317)
Ь»з1— односторонняя		толщина изо­

ляции в пазу; для всыпной обмот­

ки 61|л1	берется	по соответствую­
щим таблицам		(см. гл. 3). Для об­
моток	из прямоугольного		провода
	Auai “ Фи— «ол А) 0,5,		(6-318)

Рис. 6-62. Средине значения коэффициентов теплопроводности ?.эк„ внутренней изоляции

катушек всыпнон обмотки из эмалирован­ ного провода.

Для	классов	нагревостойкости
В, F и Н: а.эк»=0,16 Вт(м-°С);
Я'кв — среднее		значение	коэффи­
циента	теплопроводности		внутрен­

ней изоляции катушки всыпнон об­ мотки из эмалированных провод­ ников с учетом неплотности приле­

гания		проводников друг				к	другу;
значение			Я'эк„ — по рис. 6*62;					для
обмоток			из	прямоугольного			прово­
да	в	(6-315)		принимают		^1- ЬА-		0.
						16Хэкв
не	Перепад температуры по толщи­
	изоляции			лобовых	частей, °С,
	Д<К			^-•,1	А ,а<л		■+
				2ZXПД11т	[ л9К1
		■л1
				+ - ~ - \			(6-319)
где		Ял1 — периметр				условной
				поверхности			охлаж­
				дения лобовой			части
				одной катушки;			77Л1 «
				тПаС,

237

Ьнэ,л1

— односторонняя

тол­

Для двигателей со степенью за­

щина

изоляции лобо­

щиты IP23

вой

части

катушки

2 р ; =

2 Р

' - ( 1 - / о (я ;1Л +

(по таблицам гл. 3).

При

отсутствии

изо­

+

^ т . о с ) .

(6-323)

ляции

в лобовых час­

где

тях

Ьиа.л! = 0 ;

обмотки

2Р' = 2Р +

(/гр — 1) (РЭ1+

Л>2);

Я,'кв — для

всыпной

по рис. 6-62. Для ка­

(6-324)

тушек

из

прямоуголь­

2 Р — сумма

всех

потерь

в дви­

ного

провода

прини­

гателе при номинальном режиме и

мают

-ш

■=

0.

расчетной

температуре;

12*экв

•^кор = nDa (k +

2111ЫЛ1).

(6-325)

Превышение

температуры

на­

Для двигателей со степенью

за­

ружной

поверхности изоляции ло­

бовых

частей

обмотки

над

темпе­

щиты IP44 при расчете 2Р^

не учи­

ратурой

воздуха

внутри

маши­

тывают также мощность,

потребля­

ны, °С,

емую наружным

вентилятором,

ко­

торая составляет примерно 0,9 сум­

АФпов.л! — 2лО/ВЫЛ1

(6-320)

мы

полных

механических

потерь:

2 р ; =

2 р ' - ( 1 - / о (/>;„! +

ры

Среднее

превышение

температу­

+

/>сТ.о с„ )-0 ,9 Р мсх,

(6-326)

обмотки

статора

над

темпера­

где

2Р ' — по

(6-324).

турой

воздуха внутри

машины, °С,

При расчете 5„ор учитывают по­

(ДФП0Л1- +

ДФ пз.ш ) 2/х +

верхность

ребер

станины:

д^.' _ +(^^113|Л1+Д^пов1Л1)2/Л1:

•^кор = (л^а "Ь ®Др) (^1 “Ь 2/пыл1),

^cpi

(6-321)

(6-327)

где

Яр — условный

периметр

по­

Превышение

температуры

воз­

перечного

сечения ребер

станины;

духа внутри машины над темпера­

значение

Яр

может

быть

взято

турой

окружающей

среды

опреде­

приближенно по кривой рис. 6-63.

ляется в предположении, что тем­

Среднее превышение

температу­

пература

корпуса

равна

температу­

ры обмотки статора над температу­

ре

воздуха

внутри

машины.

При

рой

окружающей среды,

°С,

этом условии

ДО, =

Щ +

М в.

(6-328)

Д#В =

(6-322)

Из-за приближенного

характера

•SH O P “ в

расчета ДО| должно быть по край­

где

2 р' — сумма

потерь,

отводи­

ней мере на 10% меньше, чем до­

мых

в

воздух

внутри

пускаемое

превышение

температу­

двигателя,

Вт;

ры для принятого класса изоляции

ав— коэффициент

подогре­

(см. табл. 5-1).

температуры

об­

ва воздуха,

Вт/(м2*°С),

Превышение

учитывающий

тепло­

мотки фазного

ротора определяет­

отдающую

способность

ся аналогично в следующей после­

поверхности

корпуса и

довательности.

интенсивность

переме­

Превышение

температуры

маг-

шивания воздуха

внут­

нитопровода ротора

над температу­

ри

машины

(рис.

рой

воздуха

внутри

машины,

°С,

6*69-6-61);

Рэ.п2

(6-329)

•SHOP ““■эквивалентная

поверх­

Д'б’повг

nZ?2 h а2

ность

охлаждения

кор­

где

теплоот-

пуса,

М2.

eta*— коэффициент

238

дачи с поверхности — по рис. 6-64—6-65;

— электрические потери

в пазовой части обмот­ ки ротора:

P ' . * = K P * T l - <м з °)

<СП2

М

0 ,5 6

0 ,4 8

0 ,4 0

0 ,3 2

0 , 2 4

0,16

0 , 0 8

О	8 0 16 0 2 4 0 3 2 0 4 0 0 м м

Рнс. 6-СЗ. Средние значении периметра по­ перечного сечения ребер асинхронных дви­ гателей серии 4А.

Перепад температуры в изоля­ ции пазовой части обмотки рото­ ра, °С,

	ДА,		(6-331)
	2-г Пип I«Лаки
где	Л П2— периметр	паза	ротора.
Для	прямоугольных	пазов
	Пп2 = 2 (hu2 +	bai).	(6-332)

Превышение температуры на­ ружной поверхности лобовых час­ тей над температурой воздуха вну­ три машины, °С,

Д^пов.лЗ —

К.Л2

(6-333)

2nDj ^ПЫЛ2 а4

где Р' л, — электрические потери в лобовых частях обмотки, Вт:

(6-334)

‘с р 2

Перепад температуры в изоля­ ции лобовых частей обмотки рото­ ра, °С,

		zVl"f''Л 2		’	<6'35)
		‘Л2 лЭКВ
где	Пл, — периметр		поперечного
		сечения	условной по­
		верхности	охлаждения
		лобовой	части		одной
		катушки: /7Л2=Дп2;
	6„3 л, — односторонняя				толщи­
		на изоляции		лобовых
		частей (по табл.гл.З).
Среднее		превышение		темпера­
туры обмотки ротора над темпера­
турой воздуха внутри двигателя, °С,
дф/ _ (АФпопг Авиэ.пг) 2/а +
	2	*срг
+	(А'виа.ла + А0Г1оп,ла) 2/дз.				(6-336 )
Среднее		превышение температу­

ры обмотки ротора над окружаю-

Вт /(мг‘°С)

Рис. 6-64. Средние значения коэффициента теплоотдачи с поверхности фазных роторов асинхронного двигателя с i/n^ 6 8 0 В.

а — исполнения IPH с продуваемым ротором; 6 — исполнения IP23.

239

щей средой, °С,

А% = Лйо + Д#п. (6-337)

Вентиляционный расчет асин­ хронных двигателей, так же как и тепловой иа первоначальном этапе проектирования, может быть вы­ полнен приближенным методом

Вт/(мг-°с)

Рис. 6-65. Средние значения коэффициента теплоотдачи с поверхности фазных роторов асинхронных двигателей с Va= 6000 В ис­ полнения IP23.

п — частота		вращения
двигателя,		об/мин;
m — коэффициент			( т =
= 2 ,6 для		двигателя
с	2/7=2;	т = 3 - 1 5
для	двигателя с
2 р > 4)-
Формула (6-339) приближенно
учитывает суммарное действие			всех
нагнетательных элементов в			дви­
гателе: лопатокна	замыкающих
кольцах литой	клетки,	вылетов

стержней при сварных клетках ко­ роткозамкнутых роторов, лобовых частей фазных роторов, вентиляци­ онных распорок в радиальных ка­ налах и др.

Для двигателей со степенью за ­ щиты 1Р44 требуемый для охлаж­ дения расход воздуха, м3/с,

	QD=	кш*Р*	(6-340)
		ПООДФц ’

где km— коэффициент, учитываю­ щий изменение условий охлажде­ ния по длине поверхности корпуса,

[12].Метод заключается в сопо­ обдуваемого наружным вентилято­

ставлении расхода воздуха, необхо­ димого для охлаждения двигателя и расхода, который может быть по­

лучен	при данной			конструкции		и
размерах		двигателя.
Для двигателей,				спроектирован­
ных на базе серии				4А со степенью
защиты		IP23,	требуемый		для	ох­
лаждения		расход воздуха,			м3/с,
			1100ДФВ *		(6-338)
где	2PJ,— по		(6-326);
	ДФд— превышение				темпера­
		туры		выходящего		из
		двигателя воздуха				над
		температурой			входя­
		щего;		приближенно
		Д0^=2Дбв, где Дб'в —
		по (6-322).
Расход		воздуха,		который может

быть получен при данных размерах

двигателя,	оценивается	по	эмпири­
ческой формуле
^ « - ( п Л	+ О Л ) - ; ^ ^ ,		(6-339)
где пн и Ьк— число и		ширина ра­
	диальных		вентиля­
	ционных	каналов, м;

ром: _______

=<6 -3 4 1 >

Коэффициент п г= 2,6 для двига­

телей с 2 р = 2			при		132 мм и
пг—3,3 при			160 мм; /п = 1,8 для
двигателей с 2/7^4 при h ^ l3 2						мм
и т = 2,5		при h^t 160		мм.
Расход		воздуха,		обеспечивае­
мый наружным			вентилятором			при
конструктивном			исполнении, и			раз­
мерах,	принятых в двигателях					се­
рии 4А,	может быть			приближенно
определен		по следующей			формуле:
		C ; = 0 ,6 D 2 - i - .			(6-342)

Расход воздуха Q' должен быть

больше требуемого для охлаждения машины Q0.

6-16. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА

а) Расчет двигателя с короткозамк­ нутым ротором

Техническое задание

Спроектировать трехфазный асинхрон­ ный двигатель с короткозамкнутым рото­

ром: Р2=15	кВт, «1 = 1500	об/мин; t/=
=220/380 В;	конструктивное	исполнение

240