Calculo transformador

TP FINAL Transformadores 2018

Fecha de entrega de Informe:

ALUMNO:

Mariano Nogar, 9509 PROFESORES

Dimenna, Claudio Oscar y

Cálculo de un transformador

ÍNDICE

1. Objetivo...1

2. Calculo del núcleo:...2

3. Distancias eléctricas:...6

4. Calculo de los arrollamientos:...11

5. Determinación de pérdidas y del rendimiento...16

5.2. Pérdidas en el hierro...16

5.3. Pérdidas en el “cobre”...18

5.4. Rendimiento:...21

6. Dimensionado de la cuba...21

1. Objetivo

Como objetivo del siguiente trabajo se pretende realizar el cálculo y diseño de un transformador provisto por los profesores de la cátedra.

2. Calculo del núcleo:

Para determinar las características constructivas del núcleo se debe calcular el diámetro y el alto de columna, así como el ancho de ventana. Además, se debe calcular el ancho de yugo. Se debe tener en cuenta que son medidas preliminares, que pueden variar según las necesidades de cálculo en las etapas siguientes.

Se calcula el diámetro de la columna según la siguiente ecuación:

D=4 x

√ ^S

D=4 x

√ 250=15,9 [ cm ] =16 [cm]

Dicho valor corresponde al diámetro circunscripto de la columna.

Se adopta el ancho del yugo como un 10 % más que el valor del diámetro de columna, por lo que resulta 𝑌𝑢𝑔𝑜� → � = 17.6 𝑐� = 18 [𝑐�]

Por factores económicos, se decide utilizar escalones para la construcción de la columna, cuya cantidad y dimensiones resultan de un análisis costo-beneficio de su construcción.

Según la potencia del transformador se obtendrán valores de cantidad de escalones y de factor de utilización (ko).

Para el transformador en estudio de 250 kVA, se tomarán 3 escalones con un k0=0.622(valor corregido del libro).

Para el dimensionamiento se tiene en cuenta la siguiente expresión:

E= N ∙ f ∙ B

∙ k

∙ D

2250

Dónde:

E = f.e.m. eficaz, o tensión nominal en voltios f = frecuencia en Hz

N = número de espiras por fase

Bmax = inducción máxima en el núcleo, en Tesla

D = diámetro circunscripto a la columna en centímetros K0 = factor de utilización

Teniendo en cuenta que:

 S_f=E ∙ I es la potencia de la columna o potencia aparente por fase



q=N ∙ I

L es la cargalineal



V

=k

∙ D

∙ L es el volumen netode una columna

S

= f ∙ q ∙ B

∙ V

2250 [ KVA ]

S

= m∙ f ∙ q ∙ B

∙V

2250 [ KVA ]

El coeficiente de utilización “C” del transformador se calcula como:

C=S_n/m Vcol

=f ∙ q ∙ B_max

2250

[

]

La inducción máxima puede aproximarse por el siguiente gráfico:

Del gráfico se obtiene que la inducción es 1,685[T].

Luego para la carga lineal especifica, se puede estimar con el siguiente grafico:

Donde se elige una carga lineal de:

q=300 [ ^Av ]

Con estos datos se calcula el coeficiente de utilización para luego despejar el volumen de la columna y luego la longitud de la misma:

C= S

/ m

V

= f ∙ q ∙ B

2250 =

60[ Hz]∙300 [ ^{cm Av} ] ∙ 1,685[T ]

2250 =13,48 [ ^{KVA dm}

]

V

= S

m C =

250 3

13.48 =6182 [ cm

]

L= V

k

∙ D

= 6182[cm

]

0,622 ∙(16 [ cm ] )

=38.82[cm] ≅39[cm]

Como primera instancia se adoptó un largo de columna de L=40[cm], dejando 2 [cm] contra los yugos, para que de esta manera se tenga un largo de 36[cm] para los arrollamientos

El ancho de ventana será:

a=0,32∙ L−0,06∙ D

a=0,32∙ 40 [cm]−0,06 ∙ 16[cm]

a=11,52[cm]

Por lo tanto se adopta un ancho de ventana de 12[cm].

Con las medidas obtenidas se puede realizar el siguiente esquema de núcleo preliminar:

39 18

16 12 72

75

3. Distancias eléctricas:

Primeramente, se realizó una introducción en cuanto a las distancias eléctricas, las cuales se van a mostrar a continuación, y luego según como se terminen realizando los devanados, se determinará que tipo de distancias se adoptarán.

Aislación de conductores

En transformadores en aceite, para la aislación de los conductores, se emplea el papel, en varias capas a tope, o solapadas.

El incremento de espesor (doble pared) para diversos tipos de recubrimiento aislante se indica a continuación:

Aislación entre bobinas

El devanado de alta tensión, y a veces ambos arrollamientos, se subdividen en bobinas parciales con canales de refrigeración radial.

Estos canales han de ofrecer un paso libre de como mínimo 4 mm para transformadores en aceite.

La distancia en cuestión se mantendrá mediante tacos de bakelita o de prespan.

Se adopta una distancia a=5[mm].

Distancia mínima entre bobinas concéntricas:

Se utilizarán tubos de pertinax, por lo cual se adopta j=k=6 [mm].

Espesor de aislante entre bobinas y núcleo

Se toma un valor de m=l=1.5 mm correspondientes a la tensión del transformador a evaluar.

Distancia mínima entre bobinas y yugos para bobinados en aceite

Se adopta una distancia o=n=15mm

Distancia mínima entre bobinados de alta tensión

Se adopta p=10 [mm].

En caso de cortocircuito se producen esfuerzos axiales que tienden a deformar las bobinas, acercándolas a los yugos. Por tal razón, tengan o no aislantes intermedios, debe acuñarse cuidadosamente las bobinas en ambos extremos de las columnas, y los yugos mediante tacos de madera o pertinax.

Distancia mínima entre bobinas y cuba

Se adopta un valor de g=40 [mm].

Distancias mínimas exteriores de aislación

Se adoptó s=t=100[mm] y r=70[mm].

4. Calculo de los arrollamientos:

Para el cálculo de los arrollamientos es fundamental además de conocer la tensión a la que estarán sometidos los mismos, su grupo de conexión, y la regulación de tensión. La regulación de tensión es muy usual en transformadores de distribución, y en el caso del transformador a desarrollar cuenta con dos tomas, una de + 5% y otra de -5%.

Las tomas se encuentran en el arrollamiento de alta tensión y se pueden encontrar dos variantes, una de ellas es la regulación con flujo magnético constante (RFC) y la otra es la regulación con flujo magnético variable (RFV).

Para el caso del transformador a evaluar, la tensión primaria se mantiene constante y varía la tensión secundaria, manteniendo la potencia constante, por lo tanto la posibilidad a evaluar es la siguiente:

Variacion de las relaciones de tension-Flujo magnetico variable (RFV)

Toma[%] U1[V] U2[V] k(U1/U2) i1[A] i2[A] Sn[kVA]

5% 660 231 2,9 126,3 624,9 250

0 660 220 3,0 126,3 656,1 250

-5% 660 209 3,2 126,3 690,6 250

Las ecuaciones que se utilizaron fueron:

Corriente de línea primario(triángulo):

I

= S

√ ^{3 . U}

Corriente por el arrollamiento primario:

i

= I

√ ³

Corriente de línea secundario(estrella):

I

= S

√ ^{3 . U}

Determinación del número de espiras del secundario:

A partir de la siguiente ecuación:

N 2= E 2∙ 37,5

=

220

√

Teniendo en cuenta la relación de transformación:

Esp. para toma +5%

N 1= 18∗660

231 =51,4=51[esp]

Esp. para toma +0%

N 1= 660

220 ∙ N 2= 380

2,5 ∙18=54

Esp. para toma -5%

N 1= 660

209 ∙18=57

La densidad de corriente es un factor crucial en el volumen de cobre y del hierro presente en el transformador, aumentando su volumen y costo total. Además, es un factor determinante en la temperatura que alcanzarán los arrollamientos, por lo que su elección dependerá de la

sobreelevación de temperatura que alcanzaran los bobinados, y que a su vez, depende de la clase de aislación utilizada.

Por todo lo expuesto anteriormente se realizará una primera aproximación de la densidad de corriente a través de un gráfico que la relaciona con la potencia del trasformador.

J= 2,72 A/mm²

Luego la sección de los conductores será:

Sección para el bobinado primario:

S

= I

J 1 = 126.3[ A ]

2.72 [ ^{mm A}

] ^{= 46.42[mm}

2

]

d

= √ ^{4 . S π =} √ ^{4 . 46.42 π} =7.68[mm] 8 [mm]

Usar un conductor de 8 mm de diámetro es complicado, por lo que se utilizará un paralelo, teniendo cada conductor:

d

= √ ^{4⋅23 ,21 π =5,4 mm}

Para dicho diámetro se debe elegir entre 5 o 5,5 mm. Se adopta 5,5 mm de diámetro, que con aislación poliuretánica tiene un diámetro total de 5,7 mm.

Como se tiene que colocar como máximo 57 esp (para -5%), es decir 114 conductores, se hará el arrollamiento en dos capas, teniendo:

 Primer capa: 29 espiras (58 cond. en paralelo)

 Segunda capa: 28 espiras (56 cond. en paralelo)

La primer capa ocupará 58 cond . 5,7 mm = 330 mm = 33 cm, valor menor al disponible para las bobinas (36 cm)

Sección para el bobinado secundario:

S

= I

J 2 = 656.1[ A ]

2.72 [ ^{mm A}

] ^=241.21[mm

2

]

El problema es que ya no se fabrican conductores redondos de esa sección. Como máximo hay de 10 mm², con sección de 78,5 mm². Pensar en colocar paralelos de diámetros máximos manejables como el usado para el primario (23,21 mm²) implicaría hacer un paralelo de por lo menos 10 conductores, lo que es imposible.

Por ello se recurrió a pletinas, recordando que son 18 espiras y tenemos una altura disponible

Por ende 36 cm / 18 pletinas = 2 cm, es decir necesitaríamos un alto de pletina de 1,2 cm (sección de 240 mm²), pero como doblar una planchuela de 1,2 cm resultaría complicado, se optó por un paralelo de pletinas de 20 x 6 mm.

Si se encinta las planchuelas con doble capa de papel (espesor 0,15 mm), las dos planchuelas (una espira) tienen en total las siguientes medidas:

20,3 mm x 12,3 mm

En la figura siguiente se muestra el perfil de la columna y un corte de los tubos y arrollamientos.

Verificación de calentamiento de conductores

Para realizar la verificación de los bobinados, se debe calcular la relación b/h de los arrollamientos.

 hb: Distancia axial o largo de la bobina

 b: Distancia radial o apilado En el caso del bobinado primario:

Primario

hb b b/h

33 1,14 0,3

En el caso del bobinado secundario:

Secundario

hb[cm] b b/h

36 0,12 0,003

Luego se calculó la carga lineal:

q

= N

. I

hb =184.3[ Av /cm]

q

= N

. I

hb =319.18[ Av /cm]

Por lo tanto:

Carga 1=q₁. J₁=368.6

Carga 2=q

. J

= 638.4

Analizando la tabla 6.5.1 del libro ‘Cálculo y construcción de transformadores’ se puede observar que tomando una postura conservadora (b/h =0,2) para 10 grados �1.�1 debe ser como máximo 917. Por lo tanto verifica ya que se tiene un q.J menor.

5. Determinación de pérdidas y del rendimiento

Para el cálculo de las pérdidas de un transformador se las puede diferenciar en 2 tipos, siendo estas las perdidas en vacío que son constantes durante el funcionamiento del transformador, es decir las perdidas en el hierro. Las otras pérdidas que pueden presentarse son en función de la carga y son llamadas perdidas en cobre.

5.2. Pérdidas en el hierro

Las pérdidas en un transformador comprenden un pequeño porcentaje de la potencia total que transmite (menores de un 0,5% para transformadores de potencias elevadas). Sin embargo,

como sea posible para poder proveer al transformador de la refrigeración adecuada. Esos cálculos y los parámetros de los que dependen pueden sugerir maneras de reducir estas pérdidas todo lo que nos lo permita el diseño y por supuesto, teniendo en cuenta los costes adicionales que puedan suponer dicha reducción.

En esta sección nos encargaremos de determinar las PÉRDIDAS EN EL CIRCUITO MAGNÉTICO, pérdidas en el hierro, que son aquellas que no dependen de la carga y estarán presentes en todo momento de la vida útil de la máquina.

Las pérdidas en el hierro se obtienen mediante el ensayo de vacío del transformador, en dicho ensayo el primario se energiza a la tensión nominal mientras que el secundario se deja en circuito abierto o viceversa. Con esto se consigue que todo el flujo circule por el núcleo y que solo circule por los arrollamientos la corriente de excitación necesaria (corriente de vacío).

Existen dos tipos de pérdidas en el hierro:

a) Pérdidas por histéresis : es el fenómeno que se produce cuando la imantación de los materiales ferromagnéticos no solo depende del valor del flujo, sino también de los estados magnéticos anteriores. En el caso de los transformadores, al someter el material magnético a un flujo variable se produce una imantación que se mantiene al cesar el flujo variable lo que provoca una pérdida de energía que se justifica en forma de calor. La fórmula de las pérdidas por Histéresis se encuentra a continuación

2 W

H H kg

P k  f B    Dónde:

KH: coeficiente de proporcionalidad de histéresis.

fF: frecuencia del flujo alterno, en Hz.

B: inducción máxima, en T.

b) Pérdidas por corrientes parásitas o de Foucault : se producen en cualquier material conductor cuando se encuentra sometido a una variación del flujo magnético. Como los materiales magnéticos son buenos conductores eléctricos, en los núcleos magnéticos de los transformadores se genera una fuerza electromotriz inducida que origina corriente de circulación en los mismos, lo que da lugar a pérdidas de energía por efecto Joule. Las pérdidas por corriente parásitas o de Foucault dependerán del material del que esté constituido el núcleo magnético. La fórmula de Foucault se encuentra a continuación:

 

F F F kg

P k  f  B d    Dónde:

KF: coeficiente de proporcionalidad que expresa los vatios perdidos en cada kilogramo de chapas de espesor individual 1mm, cuando se las somete a un campo alterno de inducción máxima de 1T (10kG) y frecuencia 1Hz.

fF: frecuencia del flujo alterno, en Hz.

B: inducción máxima, en T.

d: espesor individual de las chapas, en mm.

Obtención

Los fabricantes y los proveedores de acero para transformadores proporcionan al usuario las curvas de pérdidas, que muestran el total de las pérdidas (PFe = PF + PH) por kilogramo frente a la inducción a la frecuencia de interés (50 o 60 Hz).

El siguiente gráfico es un ejemplo de estas curvas, la cual ha sido obtenida bajo condiciones ideales, es decir, baja tensión mecánica en las laminaciones, uniformidad, flujo sinusoidal y una sola dirección en la laminación, por lo tanto representa las mínimas pérdidas por kilogramo que se esperan en servicio.

Para la determinación de las pérdidas en el hierro es necesario hallar previamente el volumen total de hierro del núcleo, que se calcula como:

Volumen de las columnas:

V

=3 ∙ k

∙ D

∙ L

V_col=3 ∙ 0,622∙

(

[

] )

[

]

Volumen aproximado de los yugos:

Vyugos=2 ∙ D²∙ Ly

V

=2 ∙ ( 18 [ cm ] )

∙ 72 [ cm ] = 46656[cm

]

Volumen total:

V

=V

+V

=35827.2 [ cm

] + 46656 [ cm

] = 82483.2[cm

]

El material elegido para la construcción del núcleo es Hierro-Silicio de grano orientado de alta inducción (AISI) M-4H con láminas de 0,35mm.

La densidad de este material es de 7,65[gr/cm³]

Peso del hierro=7,65 [ ^{cm gr}

] ^{∙82483.2 [ cm}

^{] =631[kg ]}

Para el caso de este transformador se tiene una inducción máxima de aproximadamente 1,7[T], por lo tanto, las pérdidas en el núcleo son:

P

=1,5 [ ^{W kg} ] ^{∙ 631 [ kg ] =946.5[W ]}

Se calculan como:

P

= 2,41. k . G

∙ J

 Pcu: Pérdidas en el cobre en [w]

 Gcu: Peso del cobre del circuito considerado en kg

 Jcu: Densidad de corriente, en [A/mm2]

Para el arrollamiento de BT:

Se tiene que:

 La sección del conductor de este arrollamiento es

S

=240 [ mm

]

 Con D=16[cm]=160[mm]

 54 espiras (en las 3 fases)

 Separación entre columna y tubo=6 mm

 Tubo pertinax=1,5 mm

 Aislación de cada conductor=0,15 mm

tubo

Para encontrar el diámetro medio del arrollamiento de BT lo podemos calcularla viendo la

siguiente figura como:

D + 2 separaciones columna

tubo + 2 esp. tubo + 2 alto de la espira + 4 aislaciones Dmedio=160+2.1,5+2.6+4.0,15= 175,6 [mm]

La longitud de la espira media es:

L

=π ∙ D

=π 175,6 [ cm ] =551,66 [ mm ]

La longitud total primaria es:

L

= L

∙3 [ fases ] ∙ 18 [ ^{espiras fase} ] ^=551,66 [ ^{espira cm} ] ^{x 3 [ fases ] x 18} [ ^{espiras fase} ]

L

= 29.8[m]

Calculo de resistencias:

La resistencia del bobinado primario es:

R

= ρ ∙ L

S

=

0,0175 [ ^{Ω∙ mm m}

] ^{x 29,8[m]}

240 [ mm

] =0.00217[Ω]

Considerando los arrollamientos a 50°C, las resistencias serian:



R

= R

∙ (1+α ∙ ∆ T )=0.00217 [Ω]∙(1+0,00403 [ ^{° C 1} ] ^{∙30 [° C])}

Las pérdidas resultan:

P

=R

∙ I

P

=0.0024 [ Ω ] x 656,1

=1033,12[W ]

La sección del con ductor de este arrollamiento es

S

= 46.42 [ mm

]

P

= R

∙ I

R_{BT (20° C)}=ρ ∙ L_{AT /Total} S₁

La longitud total es:

Long_media=π . Diametro espira

L

=π ∙ D

=π ∙ 0.54 [ cm ] =1.7 [ ^{espira cm} ]

La longitud total primaria es:

L

=L

∙ 3 [ fases ] ∙ [ ^{espiras fase} ] ^=1.7 [ ^{espira cm} ] ^{∙3 [ fases ] ∙ 57} [ ^{espiras fase} ] ^{=0.053 [m]}

Como se colocaron dos conductores en paralelo de dicho diámetro, se multiplicará por 2 el valor de la resistencia.

R_{BT (20° C)}=2. ρ∙ L_{AT / Total}

S₁ =2 x 0.0175 x 0.053

46.47 =0.00008[Ω]

R

= R

∙(1+α ∙ ∆ T )=0.00008 [Ω]∙(1+0,00403 [ ^{° C 1} ] ^{∙30 [° C])}

R

= 0.00009[Ω]

Las pérdidas resultan:

P

= R

∙ I

PCu− primario=0.0009 ∙126.3²=14.35[W ]

P_Cu−totales=PCu− primario+PCu− secundario

P

=14,35 [ W ] +1033,12 [ W ] ⁼ 1047.5[W ]

Finalmente, las pérdidas totales del transformador a plena carga serán:

P

= P

+ P

=946,5 [ W ] +1047.5 [ W ] =1994[W ]

5.4. Rendimiento:

Dado que el transformador es una máquina eléctrica, la cual no es perfecta, tendrá un rendimiento menor al 100%. Su causa es que ésta presenta perdidas, lo que implica que la energía entregada no sea igual a la absorbida. En este caso, como se ha mencionado antes, las perdidas las generan el hierro y el cobre (las perdidas mecánicas son nulas por el transformador es una máquina de tipo estática, lo contrario a las rotativas).

El rendimiento por lo tanto a plena carga es:

η= P

P

+ P

= 250000[VA]

250000 [VA ]+2000[W ] =99 %

6. Dimensionado de la cuba

De acuerdo a lo calculado anteriormente se aprecia que el transformador (núcleo y arrollamientos) tienen las siguientes dimensiones:

Largo=87 [cm]

Alto=75 [cm]

Profundidad=30[cm]

Por razones constructivas, debido al largo al largo de los perfiles que sujetan los yugos, se adopta para el largo (ancho) de la cuba un valor de 90 cm. De igual manera para la profundidad de la cuba, atendiendo al espacio necesario para el pasaje del os conductores de BT y AT hacia los aisladores, se adopta 40 cm.

DIMENSIONES CUBA:

 Largo=90 [cm]

 Alto=75 [cm]

 Profundidad=40[cm]

Para comenzar se comenzó por diseñar una cuba del tipo lisa, aunque considerándolo como una opción poco factible ya que este diseño se utiliza en general para transformadores pequeños, del orden de algunos KVA.

La disipación térmica se da mayoritariamente por los laterales de la cuba, ya que en la parte superior se colocan gran número de elementos malos conductores, y el fondo presenta gran dificultad de radiación y convección.

La superficie lateral mínima necesaria de la cuba será, de acuerdo a la siguiente ecuación,

considerando las pérdidas totales y admitiendo un calentamiento medio de la cuba de 40[°C] (valor recomendado en la Norma IEC 60076-2), y además teniendo en cuenta que la transferencia de calor se produce por radiación y convección y ambos fenómenos intervienen en el mismo grado, dando en conjunto un coeficiente de refrigeración alrededor de 13,4 [W/ (°C.m2)]:

¿_cuba

= P

[ W ]

13,4 [ ^{°C . m W}

] ^.θ

^{[° C] =}

(1994)[W ]

13,4 [ ^{° C . m W}

] ^{.40[°C ] =4,25 [m}

2

]

A continuación, se calcula la superficie de la cuba la cual diseñamos, arrojando los siguientes resultados:

¿cuba (real)

=2 x ( 0,9 [ m ] x 0,75 [ m ] + 0,4 [ m ] +0,9 [ m ]) =3,95[m

]

Como se puede apreciar, la superficie real es menor que la superficie lateral mínima necesaria de la cuba, con lo cual no se satisface la superficie requerida de disipación, por tal motivo se tendrá que adicionar un elemento disipador adicional.

Se debe disipar un total de 1994 [W]. Se opta por colocar aletas onduladas, y de acuerdo con la tabla 9.3.1 del libro, se adopta el tipo 1 de aletas.

Por cuestiones funcionales y estéticas, se comienza por adoptar aletas del tipo 1, que tienen una profundidad de a=50[mm]. Dichas aletas tienen un paso de b=40[mm], y una superficie de disipación de 0,13[m2/m]

La cara más larga de la base de la cuba mide 900[mm], por lo cual admite:

900[mm]

40 [ aleta ^mm ] =22,5[aletas]

Se puede adoptar 20 aletas en cada cara “larga” de la cuba.

La cara más corta de la base de la cuba mide 500[mm], por lo cual admite:

500[mm]

40 [ aleta ^mm ] =12,5[aletas]

Se adoptan 12 aletas por cara.

Por ende, se cuenta en total con 64 aletas.

La superficie total por metro lineal de aletas será: 64 aletas x 0,13 m²/ metro lineal = 8,32 m²/m de aletas.

¿total aletas

=64 [ aletas ] x 0,13 [ ^{aleta m}

] ^=8,32[m

^]

Dado que la cuba tiene un alto de 75cm =0,75 m, podemos adoptar un alto de aletas de 0,5 m, con lo cual tendremos una superficie de disipación de 8,32 m²/m x 0,5 m = 16,6 m²

La disipación real por unidad de superficie es:

Disipación

= (1994)[W ]

16,6 [ m

] ^=119,6 [ ^{m W}

]

De acuerdo con la tabla de tipos de radiador, para obtener una sobreelevación de temperatura del aceite de 55[°C], las aletas de 40[mm] de profundidad deben disipar 350[W/m2], disipando en este transformador 119,6 W/m².

La relación entre ambos valores de disipación es el factor de corrección de temperatura f0, resultando el mismo:

f

=

119,6 [ ^{W m}

]

350 [ ^{m W}

] ^=0,34

Con dicho coeficiente, se determina que la sobreelevación de temperatura del aceite será aproximadamente:

θ

=f

x 55 [ °C ] =0,34 x 55 [ ° C ] =18[°C ]

Bajo el punto de vista económico se está utilizando más aletas de las necesarias, por ello es que la temperatura del aceite es muy baja.

A efectos de optimizarlo, se consideró colocar únicamente aletas en las caras largas, y además adoptar una menor cantidad de aletas en estas caras. Adoptamos en total 30 aletas (15 en cada cara).

La superficie total por metro de aletas es:

¿_tot

=

0,13[ m

m ]

=3,9 [ ^m

]

Adoptando el mismo largo de aletas:

3,9 [ ^{m. aleta m}

] ^{x 0,5 [ m ] =7,8[m}

^]

Son 7,8 metros cuadrados de superficie de disipación total de aletas.

La disipación por unidad de superficie es:

Disipación

= (1994)[W ]

7,8 [ m

] ^{= 256} [ ^{W m}

]

La relación entre ambos valores de disipación es el factor de corrección de temperatura f0, resultando el mismo:

f

=

119,6 [ ^{W m}

]

256 [ ^{m W}

] ^=0,73

θ

=f

x 55 [ °C ] =0,73 x 55 [ ° C ] = 40[°C ]

Valor que se considera aceptable.