w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 5

d z i a ł

70

p r o j e k t

projekt instalacji silnika

trójfazowego klatkowego

mgr inż. Julian Wiatr, inż. Marcin Orzechowski

S

ilniki indukcyjne zwarte (klatkowe) mają najprostszą budowę spośród
wszystkich silników elektrycznych. Prosta jest również ich eksploatacja,

dlatego są one powszechnie stosowane w różnych układach napędowych.
Prędkość obrotową w tych silnikach można wyrazić następującym wzorem:

n

f

p

s

=

⋅

−

60

1

(

)

gdzie:
f – częstotliwość napięcia zasilającego, w [Hz],
p – liczba par biegunów silnika, w [-],
s – poślizg, w [-] ( może być również wyrażony w [%]).

Prędkość ta różni się od prędkości synchronicznej pola wirującego o wartość

poślizgu, która w silnikach indukcyjnych zwartych wynosi 1,5 – 5 %.

Prędkość obrotową w tego rodzaju silnikach możemy regulować zmieniając

częstotliwość napięcia zasilającego. Możliwa jest również zmiana prędkości
przez zmianę napięcia zasilającego, ale tylko „w dół”. Zwiększenie napięcia po-
wyżej wartości nominalnej grozi uszkodzeniem izolacji uzwojeń. Zmiany pręd-
kości obrotowej przez zmianę częstotliwości realizowane są z wykorzystaniem
układów przekształtnikowych. Charakterystykę mechaniczną silnika klatko-
wego przy sterowaniu częstotliwościowym przedstawia

rysunek 1.

Z przedstawionej charakterystyki wynika, że zwiększanie częstotliwości

ponad wartość nominalną (50 Hz) wymaga również zwiększania napięcia
zasilającego, co jest niemożliwe ze względu na zwiększający się pobór prą-
du magnesującego, wzrost strat oraz niebezpieczeństwo uszkodzenia izola-
cji uzwojeń. Napięcie w II strefie sterowania nie może zatem ulec zwiększe-
niu ponad wartość nominalną. Zwiększenie częstotliwości powyżej wartości
nominalnej powoduje zmniejszenie momentu maksymalnego oraz momen-
tu nominalnego. Wiele silników jest stosowanych w prostych układach napę-
dowych, gdzie silnik z napędzanym urządzeniem stanowi sztywne połącze-
nie (obrabiarki, piły tarczowe itp.). Prędkość obrotowa silnika w takich napę-
dach zmienia się w niewielkich granicach w zależności od obciążenia. Nato-

miast przekroczenie przez moment obciążenia wartości nominalnej momen-
tu obrotowego silnika skutkuje gwałtownym spadkiem prędkości obrotowej,
a tym samym zwiększeniem pobieranego z sieci prądu. Zależność prędkości
obrotowej silnika indukcyjnego zwartego od momentu obciążenia M

B

przed-

stawia

rysunek 2.

Moment obrotowy silnika indukcyjnego zwartego zależy od jego prędko-

ści obrotowej i może zostać przedstawiony w postaci charakterystyki M=f(n),
przedstawionej na

rysunku 3.

Urządzenie napędzane stawia opór w postaci momentu oporowego M

B

.

Warunek poprawnej pracy silnika jest spełniony, gdy zostanie zachowana
zależność:

M

S

≥M

B

gdzie:
M

s

– moment obrotowy silnika,

M

B

– moment oporowy (obciążenia).

Rys. 1 Charakterystyka mechaniczna silnika klatkowego przy dwustrefowym stero-

waniu częstotliwościowym [1]

Rys. 2 Zależność n=f(MB): M

n

– moment nominalny,

n

n

– nominalna prędkość ob-

rotowa silnika

Rys. 3 Zależność M=f(n): M

r

– moment rozruchowy,

M

min

– najmniejszy moment

obrotowy silnika,

M

max

– największy moment obrotowy silnika przy zasilaniu

napięciem nominalnym,

n

s

– prędkość synchroniczna [5]

w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 5

71

Moment obrotowy silnika indukcyjnego jest proporcjonalny do kwadratu

napięcia zasilającego, co można wyrazić następującą zależnością:

M= c⋅U

2

gdzie:
c – stała silnika.

Nieznaczne zmniejszenie napięcia zasilającego powoduje znaczne zmniej-

szenie momentu obrotowego silnika. Dla przykładu, zmniejszenie napięcia
zasilającego silnik zaledwie o 10 % powoduje zmniejszenie momentu obroto-
wego o 19 % (M=c⋅(0,9 U

n

)

2

=c⋅0,81 U

n

2

). Zmiana momentu obrotowego powo-

duje nieznaczne zmniejszenie prędkości obrotowej silnika, co skutkuje wzro-
stem prądu pobieranego ze źródła zasilającego.

Wzrost prądu powoduje zwiększenie strat oraz grzanie się uzwojeń, w skraj-

nym przypadku doprowadzające do zniszczenia izolacji uzwojeń i stwarzające
zagrożenie porażeniowe i pożarowe. Podobne skutki powoduje zwiększenie na-
pięcia ponad wartość nominalną. Dlatego też napięcie zasilające silnik induk-
cyjny musi spełniać warunek U

n

±5 %. Moment rozruchowy w silnikach klat-

kowych zawiera się w granicach 1,0 – 2,5 M

n

.

Zbyt niskie napięcie zasilające podczas rozruchu może uniemożliwiać uruchomie-

nie silnika. Problemy te pojawiają się szczególnie wtedy, gdy moment rozruchowy
jest nieznacznie większy od momentu oporowego (obciążenie). W takim przypadku

Rodzaj rozruchu silnika Dopuszczalna wartość spadku napięcia

∆

U, w [%]

Rozruch lekki

35

Rozruch ciężki, rzadki

15

Rozruch ciężki, częsty

10

Tab. 1 Dopuszczalne wartości spadków napięć podczas rozruchu silnika indukcyjne-

go klatkowego

Rys. 4 Charakterystyki momentu obrotowego silnika indukcyjnego klatkowego dla

różnych wartości napięcia zasilającego

Rys. 5 Charakterystyka prądu rozruchowego silnika indukcyjnego klatkowego [5]

w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 5

p r o j e k t

72

nawet nieznaczne obniżenie napięcia zasilającego może uniemożliwić uruchomie-
nie silnika lub znacznie przedłużyć jego rozruch i w konsekwencji skutkować nad-
miernym nagrzaniem izolacji uzwojeń lub zniszczeniem silnika.

Niekorzystną cechą silników klatkowych jest ich duży prąd rozruchowy,

który wynosi (4 – 8) I

n

(gdzie: I

n

– prąd nominalny silnika, w [A]), w zależno-

ści od mocy oraz konstrukcji silnika.

Duży prąd rozruchowy wynika z fizyki działania silnika. W chwili załączenia

napięcia zasilającego silnik, jedynym oporem dla płynącego prądu są niewiel-
kie rezystancje uzwojeń stojana. Wraz z upływem czasu indukuje się w nich
siła elektromotoryczna przeciwindukcji i wartość płynącego przez uzwojenia
prądu ulega stabilizacji. Uzyskanie wartości nominalnej jest uzależnione od
prędkości obrotowej silnika, co zostało przedstawione na

rysunku 5.

Wartość prądu rozruchowego ulega zmniejszeniu wraz z upływem czasu, aż

w końcu ulega stabilizacji na poziomie wartości I

n

, co następuje po osiągnięciu

przez silnik nominalnej prędkości obrotowej. Na uwagę zasługuje fakt, że obcią-
żenie silnika nie wpływa na wartość prądu rozruchowego, a jedynie na czas trwa-
nia rozruchu. Czas rozruchu dłuższy niż 15 sekund [5] może być powodem nad-
miernego wzrostu temperatury uzwojeń, co powinno być uwzględnione podczas
projektowania instalacji zasilającej silnik. Zgodnie z aktualną wiedzą techniczną,

w silnikach klatkowych o mo-
cy większej niż 5 kW należy
stosować układy rozruchowe
ze względu na silne obciąża-
nie sieci zasilającej i negatyw-
ny wpływ na odbiorniki wraż-
liwe na spadki napięć spowo-
dowane prądami rozruchowy-
mi (np. żarówki, itp.).

Spośród kilku stosowanych

sposobów rozruchu, najbardziej
popularnym jest rozruch silni-
ka w układzie przełącznika
gwiazda/trójkąt. Wówczas roz-
ruch silnika odbywa się począt-
kowo przy połączeniu uzwojeń
stojana w gwiazdę, a następnie
przełącza się je do połączenia
w trójkąt. W czasie rozruchu
uzwojenia silnika zasilane są
napięciem mniejszym o

3

,

dlatego prądy pobierane z sieci
zasilającej są trzykrotnie mniej-
sze. Skutkuje to również trzykrotnie mniejszym momentem rozruchowym, co
sprawia, że rozruch ten jest stosowany przy rozruchu silników nieobciążonych
(tzw. rozruch lekki).

W niektórych przypadkach rozruch silnika musi odbywać się przy obcią-

żeniu, które niejednokrotnie jest dość duże (napęd windy, pompy głębinowe,
itp.). Wówczas stosuje się silniki o innej konstrukcji (dwuklatkowe lub głębo-
kożłobkowe), w których współczynnik prądu rozruchowego k

r

≤3, dzięki cze-

mu nie ma potrzeby stosowania układów rozruchowych. W takich silnikach
moment rozruchowy jest znacznie większy niż w silnikach o wykonaniu nor-
malnym. Czytelników zainteresowanych tą problematyką zachęcamy do przej-
rzenia literatury wyszczególnionej na

www.elektro.info.pl.

Podczas projektowania instalacji zasilającej silnik należy pamiętać, że współ-

czynnik mocy biernej silnika podczas rozruchu znacznie się różni od wartości
nominalnej. Ma on duży wpływ na wartość spadku napięcia w przewodach
zasilających silnik. Można go wyrazić następującą zależnością:

Rys. 7 Zależność

cos = f

ϕ

⋅( )

P

P

n

silnika indukcyjnego klatkowego [5]

Rys. 8 Plan instalacji

Rys. 11 Schemat montażowy RS

Objaśnienia: 1 – nieprzewodząca obudowa o pojemności 24 moduły IP55. Uwaga,

przyciski sterownicze wł/wy zostały zainstalowane w rozdzielnicy do celów dydak-

tycznych. Przy realizacji projektu należałoby je umieścić w osobnej obudowie o stop-

niu szczelności IP55

Rys. 6 Połączenia uzwojeń silnika klatkowe-

go przy rozruchu z przełączaniem gwiaz-

da/trójkąt

w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 5

73

cos

cos

(

,

)

ϕ

ϕ η

r

n

n

n

Mr

r

r

s

k

k

k

=

−

+

⋅

1

0 025

gdzie:
s

n

– poślizg nominalny silnika, w [-],

η

n

– sprawność nominalna silnika, w [-],

k

I

I

r

r

n

=

- krotność prądu rozruchowego silnika, w [-],

k

M

M

Mr

r

n

=

- krotność momentu rozruchowego silnika, w [-],

cosϕ

n

– nominalny współczynnik mocy biernej silnika, w [-].

Wartość tego współczynnika zawiera się w przedziale 0,1÷0,4 i zależy od

mocy silnika i jego konstrukcji. Zależność współczynnika mocy biernej silni-
ka klatkowego w zależności od obciążenia przedstawia

rysunek 7.

Podczas projektowania instalacji zasilającej silnik należy dobrać przewody za-

silające na długotrwałą obciążalność prądową i przeciążalność na warunek zwar-
ciowy, warunek samoczynnego wyłączenia oraz spadek napięcia. Przy doborze sil-
ników należy jednak pamiętać, by pracowały one odpowiednio obciążone (opty-
malne obciążenie występuje wówczas, gdy moment obciążenia M

B

jest nieznacz-

nie mniejszy lub równy momentowi nominalnemu silnika M

n

). Silnik obciążo-

ny momentem niższym niż znamionowy powoduje pobór większej mocy bier-
nej w stosunku do jej wartości nominalnej. Szczególnie duża wartość mocy bier-
nej jest pobierana przez silnik pracujący w stanie jałowym, dlatego należy unikać
długotrwałej pracy silników na biegu jałowym

(rys. 7). Zjawisko to powoduje ko-

nieczność stosowania nadążnej kompensacji mocy biernej w obiektach, w których
występuje duża liczba silników (zakłady produkcyjne, lotniska itp.).

Częstym błędem popełnianym przez projektantów instalacji jest pomija-

nie w obliczeniach warunku spadku napięcia w przewodach zasilających sil-
nik podczas jego rozruchu. Podczas prowadzenia obliczeń związanych z do-
borem przewodów zasilających silnik oraz ich zabezpieczeń, należy przepro-
wadzić obliczenia spadku napięcia dla dwóch przypadków:
a) w czasie rozruchu:

∆

∆

U

U

R

X

I

U

n

r

r

r

dop

=

⋅

⋅

− ⋅

⋅ ≤

100 3

( cos

sin )

ϕ

ϕ

gdzie:
R – rezystancja obwodu zwarciowego, w [Ω],

Rys. 12 Diagram czasowy rozruchu i zatrzymania silnika

reklama

w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 5

p r o j e k t

74

X – reaktancja obwodu zwarciowego, [Ω],

sin

cos

ϕ

ϕ

r

r

=

−

1

2

, w [-].

b) w warunkach normalnej pracy (po zakończonym rozruchu):

∆U

P L

S U

n

n

= ⋅ ⋅

⋅ ⋅

≤

100

5

2

%

%

γ

Tym razem prezentujemy przykładowy projekt zasilania silnika klatkowe-

go stosowanego do celów gospodarczych. Prezentowana instalacja stanowi
fragment projektu, jaki przygotowaliśmy dla Państwa z okazji targów ENER-
GETAB 2005, który obejmuje zasilanie pola kempingowego. Przyjęte w opra-
cowaniu parametry obwodu zwarciowego zostały zaczerpnięte z projektu za-
sadniczego. Projekt ten w całości będzie prezentowany w numerze 9/2005
i nr 10/2005 „elektro.info”. Silnik stanowi wyposażenie części gospodarczej
budynku administracyjnego pola kempingowego.

dane wyjściowe

Obiekt jest zasilany przez budynkową stację transformatorową 15 / 04 kV,

wyposażoną w transformator o mocy 160 kVA. Budynek administracyjny
jest zasilany ze stacji transformatorowej kablem YAKXS 4×25 o długości
50 m. RnNBG zasilana jest z RGnNBA przewodem YDYżo 5×6 o długości
10 m. R

T

=0,0162 [Ω] – rezystancja transformatora zasilającego obiekt,

X

T

=0,0467 [Ω] – reaktancja transformatora zasilającego obiekt, R

YAKXS

4×25; dł. 50 m=0,0570 [Ω] – rezystancja linii zasilającej budynek biu-
rowy obiektu, R

nNBG(3)

=0,1035 [Ω] – rezystancja dla zwarć symetrycz-

nych w rozdzielnicy nN zainstalowanej w części gospodarczej budynku
biurowego, R

nNBG(1)

=0,1908 [Ω] – rezystancja dla zwarć jednofazowych

w rozdzielnicy nN zainstalowanej w części gospodarczej budynku biuro-
wego, X

nNBG(3)

=0,0467 [Ω] – reaktancja dla zwarć symetrycznych w roz-

dzielnicy nN zainstalowanej w części gospodarczej budynku biurowe-
go, X

nNBG(3)

=X

nNBG(1)

=0,0467 [Ω]. R

RGBA(3)

=0,0732 [Ω] – rezystancja dla

zwarć symetrycznych w rozdzielnicy głównej budynku administracyjne-
go, R

RGBAG(1)

=0,1302 [Ω] – rezystancja dla zwarć jednofazowych w roz-

dzielnicy głównej budynku administracyjnego, X

RGBA(3)

=0,0467 [Ω] – re-

aktancja dla zwarć symetrycznych w rozdzielnicy głównej budynku ad-
ministracyjnego, X

RGBA(3)

=X

RGBA(1)

=0,0467 [Ω] jak wyżej, lecz dla zwarć

jednofazowych.

Silnik: P=7,5 kW; s

n

=2 %; U

n

=3×230 /400 V; k

Mr

=2,3; k

r

=7; cosϕ

n

=0,8;

η

n

=0,9, n

n

=1470 obr./min (podstawa: katalog producenta silników induk-

cyjnych klatkowych).

opis techniczny

W pomieszczeniu gospodarczym zainstalowana jest rozdzielnica RnNBG,

z której zasilany jest silnik indukcyjny klatkowy. Plan instalacji przedstawia
rysunek 8, schemat zasilania oraz automatyki rozruchowej przedstawia ry-
sunek 9 (www.elektro.info.pl). Na rysunku 10 zaprezentowano schemat ste-
rowania układu rozruchu silnika

(www.elektro.info.pl). Skrzynkę RS należy

zainstalować na konstrukcji nośnej maszyny napędzanej przez silnik. Zasila-
nie RS należy wykonać przewodem OWYżo 5×6.

obliczenia

Prąd nominalny silnika oraz wartość nastawy zabezpieczenia przeciążeniowego:

I

P

U

A

I

k I

n

n

n

n

r

r

n

=

⋅

⋅

⋅

=

⋅

⋅

⋅

=

= ⋅ = ⋅

3

7500

3 400 0 8 0 9

15 04

7 15 04

cos

,

,

,

,

ϕ η

==

= ⋅ = ⋅

=

105 28

11

11 15 04 16 54

,

,

,

,

,

A

I

I

A

n

ϑ

Należy zatem przyjąć wartość nastawy zabezpieczenia przeciążeniowego

silnika I

ϑ

=16,50 A. Na podstawie katalogu produktów firmy Legrand FAEL

należy przyjąć zabezpieczenie silnika typu M250 1r/1z 20 A oraz stycznik SM
340S – 4Z. Zabezpieczenie główne obwodu silnika: α=3 - współczynnik roz-
ruchu (rozruch lekki).

I

k I

A

ns

r

B

≥ ⋅ = ⋅

≈

α

7 15 04

3

35 1

,

,

Należy przyjąć zabezpieczenie WTN00gG50 (stanowi ono jednocześnie głów-
ne zabezpieczenie RnNBG).
Prąd zwarcia symetrycznego w RnNBG:

I

c U

Z

A

I

I

k

n

k

r

k

3

3

3

3

1 400

3 0 114

2025 79

100

105 28

2025

"

"

,

,

%

,

=

⋅

⋅

=

⋅

⋅

=

⋅

=

,,

%

, %

%

79

100

5 19

5

⋅

=

>

Zgodnie z zaleceniami, o których pisaliśmy w nr 11/2004, należy uwzględ-

nić w obliczeniach zwarciowych oddziaływanie silnika podczas wybiegu. Za-
tem całkowity prąd zwarcia symetrycznego wyniesie:

I = I + I = 2025,79 +105,28 = 2131,07 A

k3c

"

k3c

"

r

Natomiast przy zwarciu w RGBA prąd ten nie ma dużego znaczenia, ponieważ:

I

c U

Z

A

I

I

k

n

k

r

k

3

3

3

3

1 400

3 0 0732

3154 92

100

105 28

315

"

"

,

,

%

,

=

⋅

⋅

=

⋅

⋅

=

⋅

=

44 92

100

3 34

5

,

%

, %

%

⋅

=

<

Wymagany przekrój przewodu zasilającego silnik ze względu na prąd zwar-

cia symetrycznego (

Uwaga! Ponieważ przy spodziewanym prądzie zwarcio-

wym I

k3

”

=3154,92 A (w RnNBA: I

k3

”

=2131,07 A) czas wyłączenia zabezpiecze-

nia będzie krótszy od 0,1 s, w celu wyznaczenia wymaganego przekroju prze-
wodu zasilającego należy posłużyć się wartością całki Joule’a, jaką może prze-
nieść bezpiecznik topikowy WTN00gG50 przy spodziewanym prądzie zwar-
ciowym):

S

k

I t

mm

w

≥

=

=

1

1

1

135

13700

1

0 87

2

2

,

sprawdzenie dobranego przewodu na długotrwałą obciążalność i przecią-
żalność prądową (zabezpieczeniem głównym silnika jest jednocześnie za-
bezpieczenie główne RnNBA zainstalowane w RGBA, w RnNBG w torze za-
silana silnika ze względów eksploatacyjnych został zainstalowany tylko
rozłącznik):

I

A I

A I

I

k I

A

B

n

Z

Z

n

=

≤ ≤

≤

≥

⋅ = ⋅ =

15 04

50

1 45

1 6 50

1 45

55 17

2

,

,

,

,

,

w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 5

75

Na podstawie PN-IEC 60364-5-523 warunki spełnia przewód OWYżo 5×6,
którego I

dd

=56 A≥I

z

.

sprawdzenie dobranego przewodu na spadki napięcia:
a) w czasie rozruchu:

∆U

U

R

X

I

n

r

r

r

=

⋅

⋅

+ ⋅

⋅ =

=

⋅

⋅

+

⋅

100 3

100 3

400

0 134 0 37 0 93 0

( cos

sin )

( ,

,

,

ϕ

ϕ

,,

, )

,

, %

%

cos

cos

(

,

0467 0 93

105 28

4 23

35

1

0

⋅

⋅

⋅

==

<<

=

−

+

ϕ

ϕ η

r

n

n

n

Mr

r

s

k

k

0025

0 8

0 9

1 0 02

2 3

7

0 025 7

0 37

1

2

⋅

=

=

−

+

⋅







 =

=

−

k

r

r

)

,

,

,

,

,

,

sin

cos

ϕ

ϕ

rr

=

−

=

1 0 37

0 93

2

,

,

Uwaga, do obliczeń zostały przyjęte parametry obwodu zwarciowego uwzględniają-
ce rezystancję i reaktancję uzwojeń transformatora zasilającego teren kempingu:
b) w warunkach normalnej pracy:

∆U

P L

S U

n

m

= ⋅ ⋅

⋅ ⋅

=

⋅ ⋅

⋅ ⋅

+

+

⋅ ⋅

100

18900 50 100

35 25 400

10000 10 100

2

2

%

%

%

γ

555 6 400

7500 10 100

55 6 400

1

2

2

⋅ ⋅

+

⋅ ⋅

⋅ ⋅

=

%

%

sprawdzenie samoczynnego wyłączenia podczas zwarć jednofazowych:

Z

X

R

X

R

R

R

R

k

k

k

kT

kT

AKXS x

YDYzo x

OWYzo x

1

1

2

1

2

2

4 25

5 6

5 6

2

=

+

=

+

+ ⋅

+

+

[

]

[

(

))

[ ,

]

[ ,

( ,

,

,

)

,

2

2

2

1

0 0467

0 0162 2 0 0570 0 0303 0 0303

0 256

=

=

+

+ ⋅

+

+

=

Ω

I

k

""

"

,

,

,

,

=

⋅

=

⋅

=

=

⋅ = ⋅

=

<

=

0 8

0 8 230

0 256

718 75

14 20 280

0

1

1

U

Z

A

I

k I

A I

k

w

w

n

k

7718 75

,

A

gdzie:
k

w

– krotność prądu nominalnego zabezpieczenia silnika zapewniająca wyłączenie

zasilania podczas zwarć w czasie określonym przez PN-IEC 60364-4-41, w [-],
I

”

k1

– prąd zwarcia jednofazowego, w [A],

U

0

– napięcie fazowe, w [V],

Warunek samoczynnego wyłączenia podczas zwarć jednofazowych w silniku
zostanie zachowany zgodnie z wymaganiami PN-IEC 60364-4-41.

Uwaga, na podstawie katalogu producenta zastosowanych aparatów zabez-

pieczających należy uznać, że podczas zwarć jednofazowych w silniku zosta-
nie również zachowana selektywność zadziałania zabezpieczeń. Dla połącze-
nia kaskadowego bezpieczników topikowych WTN00gG50 z wyłącznikiem sil-
nikowym M250 selektywność zostanie zachowana dla prądów zwarciowych
nieprzekraczających 1250 A. Po wykonaniu prac instalacyjnych należy prze-
prowadzić pomiary i próby odbiorcze zgodnie z PN-IEC 60364-6-61.
Od redakcji: Literatura do projektu na www.elektro.info.pl.

Zestawienie materiałów

1. przewód OWYżo 5×6 – 10 m, 2. stycznik SM340 230-4 Z – 3 szt., 3. prze-

łącznik gwiazda/trójkąt A190 prod. ELESTER – 1 szt., 4. rygiel mechanicz-

ny dla styczników – 1 szt., 5. łącznik przyciskowy LP301 – 1 szt., 6. łącznik

przyciskowy LP302 – 1 szt., 7. gniazdo trójfazowe I

n

=32 A nieprzewodzące

– 1 szt., 8. skrzynka montażowa IP55 o pojemności 24 moduły

(rys. 11), 9.

wyłącznik silnikowy M250 1r/1z 20 A; I

δ

=(14 – 20) A – 1 szt., 10. pozostałe

drobne materiały według potrzeb.