elektro.info

news Skuter elektryczny od Seata

Skuter elektryczny od Seata

Seat przedstawił nowy, całkowicie elektryczny skuter, który pojawi się na drogach w przyszłym roku. Model e-Scooter został zaprojektowany w taki sposób, aby jak najlepiej wpisać się w rosnący trend współdzielonej...

Seat przedstawił nowy, całkowicie elektryczny skuter, który pojawi się na drogach w przyszłym roku. Model e-Scooter został zaprojektowany w taki sposób, aby jak najlepiej wpisać się w rosnący trend współdzielonej mobilności.

Zasilanie budynków w energię elektryczną w warunkach normalnych a zasilanie w warunkach pożaru (część 2.)

Zasilanie budynków w energię elektryczną w warunkach normalnych a zasilanie w warunkach pożaru (część 2.)

W tej części artykułu prezentujemy metodykę projektowania ochrony przeciwporażeniowej oraz zagorożenia stwarzane przez gazy wydzielane przez baterie akumulatorów wraz ze sposobami ich neutralizacji.

W tej części artykułu prezentujemy metodykę projektowania ochrony przeciwporażeniowej oraz zagorożenia stwarzane przez gazy wydzielane przez baterie akumulatorów wraz ze sposobami ich neutralizacji.

news 100 dni programu „Mój Prąd”. Kiedy rusza drugi nabór?

100 dni programu „Mój Prąd”. Kiedy rusza drugi nabór?

Jakie są efekty z pierwszego naboru „Mój Prąd”? Redukcja szkodliwego dla zdrowia dwutlenku węgla o 58,8 tys. ton rocznie, 65 mln zł wypłaconych i zatwierdzonych do przekazania dotacji, 13,5 tys. dofinansowanych...

Jakie są efekty z pierwszego naboru „Mój Prąd”? Redukcja szkodliwego dla zdrowia dwutlenku węgla o 58,8 tys. ton rocznie, 65 mln zł wypłaconych i zatwierdzonych do przekazania dotacji, 13,5 tys. dofinansowanych instalacji PV przez 100 dni. Wychodząc naprzeciw ogromnemu zainteresowaniu fotowoltaiką prosumencką Narodowy Fundusz Ochrony Środowiska i Gospodarki Wodnej zapowiada drugi konkurs. Do wykorzystania jest jeszcze ponad 90% z miliardowego budżetu programu.

Obliczanie parametrów prądnicy tarczowej bez rdzenia w stojanie

Duże zainteresowanie energią ze źródeł odnawialnych powoduje rozwój wykorzystania niewielkich, przydomowych elektrowni wiatrowych. Do popularnych prądnic wykorzystywanych w takich elektrowniach należą wolnobieżne prądnice tarczowe w wykonaniu bezrdzeniowym, tzn. nieposiadające rdzenia magnetycznego w stojanie [10]. Wiele prądnic wykonywanych jest przez amatorów – entuzjastów wykorzystania energii odnawialnej. Najczęściej opisywane i oferowane są prądnice z kołowymi cewkami w stojanie [5], [6], popularnie nazywane amerykankami. Wyniki badań porównawczych różnych modeli prądnic dowodzą, że lepsze parametry prądnicy można uzyskać wykorzystując tzw. uzwojenia typu SEMA [8]. Ponadto oferowane konstrukcje często nie są zoptymalizowane – np. pod kątem dobrania odpowiedniej grubości stalowych tarcz wirnika prądnicy [7]. Trudno jest również wyznaczyć liczbę zwojów cewek maszyny,konieczną do uzyskania wymaganego napięcia, czy też rozmiary magnesów niezbędne do otrzymania planowanej mocy. W artykule przedstawiono zależności pozwalające w prosty sposób wyznaczyć przybliżone wartości parametrów projektowanej prądnicy. Obliczenia można uściślić wykorzystując rozbudowane dwu- lub trójwymiarowe modele polowe prądnicy, ale wymaga to fachowej wiedzy i pochłania znacznie więcej czasu.

Zobacz także

Parametry modeli bezrdzeniowych prądnic tarczowych

Parametry modeli bezrdzeniowych prądnic tarczowych

Turbiny małych elektrowni wiatrowych – zwłaszcza w przypadku osi pionowej – pracują z niewielkimi prędkościami obrotowymi, więc ich połączenie z generatorem o tradycyjnej konstrukcji wymaga stosowania...

Turbiny małych elektrowni wiatrowych – zwłaszcza w przypadku osi pionowej – pracują z niewielkimi prędkościami obrotowymi, więc ich połączenie z generatorem o tradycyjnej konstrukcji wymaga stosowania przekładni mechanicznej o dużym przełożeniu. Wiele zalet posiadają prądnice wolnobieżne. Ich zastosowanie pozwala wyeliminować lub zmniejszyć przełożenie przekładni mechanicznej. Obniża to poziom hałasu, zmniejsza koszt układu oraz powiększa jego sprawność.

Zespół prądotwórczy jako źródło zasilania awaryjnego budynku

Zespół prądotwórczy jako źródło zasilania awaryjnego budynku

Niejednokrotnie zastosowanie zasilania z dwóch niezależnych linii elektroenergetycznych jest niewystarczające i należy instalować dodatkowe źródło energii w postaci zespołu prądotwórczego. W niektórych...

Niejednokrotnie zastosowanie zasilania z dwóch niezależnych linii elektroenergetycznych jest niewystarczające i należy instalować dodatkowe źródło energii w postaci zespołu prądotwórczego. W niektórych przypadkach stanowi on jedyne źródło zasilania odbiorników elektrycznych. Na rynku dostępne są zespoły o mocach od kilku kVA do 6 MVA przeznaczone do różnych sposobów eksploatacji oraz do zabudowy w pomieszczeniu lub zabudowane w wolno stojącym kontenerze. Sposób eksploatacji zespołu prądotwórczego...

Zastosowanie wentylatorów z silnikiem dwubiegowym do wentylacji pomieszczeń

Zastosowanie wentylatorów z silnikiem dwubiegowym do wentylacji pomieszczeń

Silniki indukcyjne zwarte (klatkowe) mają najprostszą budowę spośród wszystkich silników elektrycznych. Prosta jest również ich eksploatacja, co z pewnością przyczyniło się do tego, że są one powszechnie...

Silniki indukcyjne zwarte (klatkowe) mają najprostszą budowę spośród wszystkich silników elektrycznych. Prosta jest również ich eksploatacja, co z pewnością przyczyniło się do tego, że są one powszechnie stosowane w różnych układach napędowych.

Dane prądnicy i wstępne obliczenia

Podawane zależności zilustrowano wykonując obliczenia parametrów przykładowej prądnicy z uzwojeniami typu SEMA, której model przedstawiono w [9]. Sposób wykonania uzwojeń opisano w [1], [5], [8].

Przyjęto, że prędkość znamionowa prądnicy będzie wynosiła 200 obr./min, czyli posiada ona 15 par biegunów. Na każdej z dwóch stalowych tarcz wirnika należy umieścić po 30 magnesów o kształcie trapezowym, a każda faza prądnicy będzie złożona z 30 cewek. W jednej fazie będą to cewki proste, a w pozostałych o wywiniętym dolnym i górnym boku (fot. 1.). Magnesy muszą być umieszczone w taki sposób, aby osiowo z niewielkim zapasem mieściły się w oknach cewek.

Dobór wymiarów cewek, magnesów i średnicy wirnika jest procesem iteracyjnym. Aby uzyskać obciążalność rzędu 8 A, przyjęto zastosowanie drutu o średnicy 1,8 mm. Cewka złożona z 3 warstw takiego drutu będzie miała grubość rzędu 6 mm. W pobliżu dolnego wywinięcia cewek, w oknie każdej z nich muszą się zmieścić 4 boki kolejnych cewek. 6 grubości cewki daje rozmiar 6·6 mm = 36 mm. Aby cewki na pewno się zmieściły, przyjęto, że zajmą one 42 mm. Puntem krytycznym, gdzie cewki będą najgęściej upakowane, jest średnica okręgu, na którym znajdą się najkrótsze boki cewek. Obwód tego okręgu wyniesie 30·42 mm = 1260 mm, co daje średnicę 400 mm. Na tej średnicy znajdują się dolne krawędzie cewek. Wysokość zewnętrzna cewki wynosi 160 mm, czyli średnica, na której będą umieszczone górne krawędzie cewek, wyniesie 720 mm.

Środki magnesów pokrywają się ze środkami cewek, czyli będą znajdowały się na średnicy 560 mm. Wobec wysokości magnesów 90 mm będą się one mieściły pomiędzy okręgami o średnicy 470 i 650 mm. Stosunek tych średnic 470/650 = 0,7, co jest bliskie optymalnej wartości 0,6 (wg [3]). Tarcza wirnika powinna wystawać o 10 mm ponad krawędź magnesu, co daje jej średnicę 670 mm. Wymiary podstaw magnesów wynikają z dążenia do zachowania stałej odległości pomiędzy sąsiednimi magnesami. Główne wymiary prądnicy przedstawiono na rysunku 1. Na rysunku zaznaczono tylko cewki płaskie. W oknie każdej z tych cewek mieszczą się 4 boki cewek wywiniętych.

Streszczenie

W artykule przedstawiono proste zależności pozwalające wyliczyć przybliżone wartości parametrów projektowanej prądnicy tarczowej bez rdzenia w stojanie. Zależności zilustrowano przykładem obliczeniowym, wykonanym dla prądnicy o mocy ponad 3 kW i prędkości 200 obr./min. Wyniki obliczeń zweryfikowano pomiarami na wykonanym fizycznym modelu prądnicy. Różnice miedzy obliczonymi i zmierzonymi wartościami napięć i mocy nie przekraczają kilkunastu procent wartości pomiarowych.

Abstract

Calculating parameters of disc generator without core in the stator

Simple equations that enable calculation of the approximate values ​​of the parameters of the designed disc generator without a core in the stator were presented. Dependencies were illustrated by an computational example, made ​​for a generator with a power of more than 3 kW and a speed 200 rpm. The calculation results were verified by measurements made on a physical model of the generator. Differences between calculated and measured values ​​of voltage and power does not exceed ten percent of the measured values​​.

Obliczenia parametrów elektromagnetycznych prądnicy

Główna część strumienia zamknie się na drodze pomiędzy sąsiednimi magnesami. Schemat drogi strumienia pokazano na rysunku 2. Na drodze strumienia będą się znajdowały cztery magnesy, dwie szczeliny powietrzne i dwa odcinki rdzenia w postaci tarcz stalowych. Pojedynczy obwód magnetyczny składa się zatem z następujących elementów:

  • czterech magnesów trapezowych o wymiarach podanych na rysunku 3., do obliczeń zastąpiono je magnesami o kształcie prostopadłościanu o tej samej objętości. Kierunek magnesowania przebiega wzdłuż rozmiaru 20 mm. Cztery magnesy szeregowe przedstawiono w postaci jednego magnesu zastępczego o 4-krotnie większej grubości hm, czyli o wymiarach am = 25·10-3 m, bm = 90·10–3 m, hm = 80·10–3 m. Przekrój bieguna magnesu sm = am·bm = 25·10–3·90·10–3 = 2,25·10–3 m2 ;
  • dwóch szczelin powietrznych, z których każda wypełniona jest uzwojeniem i przerwami pomiędzy magnesem i uzwojeniem stojana. Zaplanowano odległości między czołami magnesów 26 mm, a zatem obliczenia wykonano przyjmując hp = 52·10–3 m. Przyjęto, że pole przekroju szczeliny sp będzie równe powierzchni magnesu sm (inna możliwość to szczelina większa, np. o 10%);
  • dwóch rdzeni w postaci wycinków tarcz wirnika. Jako długość drogi strumienia w rdzeniu przyjęto dwukrotną wartość średniej odległości pomiędzy środkami magnesów, wynoszącą:
karolewski elektro 7 8 wzor1
Wzór 1

gdzie:

n – liczba magnesów na jednej tarczy,

Dm – średnica, na której leżą środki magnesów.

Kolejnym etapem jest wyznaczenie przekroju rdzenia (wymaganej grubości tarczy):

  • wysokość przyjęto równą wysokości magnesu aFe = bm,
  • ze względu na posiadany materiał, przyjęto grubość tarczy bFe = 1·10–2 m. Można wzory przekształcić tak, aby wyliczać żądaną grubość,
  • przekrój rdzenia można wyrazić wzorem sFe = aFe·bFe.= bm·bFe.

Obliczenia wykonano dla magnesów neodymowych z materiału N38. Producent podaje wartości indukcji szczątkowej i natężenia pola koercji na poziomie: Br = 1,2 T, Hc = 9,0·105 A/m, a współczynnik przenikalności magnetycznej wynosi m0 = 4p·10–7.

Wykorzystując prawo Ampera, zasadę ciągłości strumienia i punkt przecięcia charakterystyki odmagnesowania i szczeliny, można wyznaczyć indukcję i natężenie pola zarówno w magnesie, jak i w szczelinie powietrznej. Początkowo pomija się reluktancję rdzenia. W pierwszej kolejności oblicza się zmienną pomocniczą:

karolewski elektro 7 8 wzor2
Wzór 2

parametry pola w magnesie [2]:

karolewski elektro 7 8 wzor3
Wzór 3
karolewski elektro 7 8 wzor4
Wzór 4

Natężenie i indukcja w szczelinie:

Przy pominięciu strumienia rozproszenia, strumień w rdzeniu jest taki sam jak w magnesie i w szczelinie:

karolewski elektro 7 8 wzor5
Wzór 5

Indukcja w tarczach, przy ich grubości 10 mm:

karolewski elektro 7 8 wzor6
Wzór 6

Jak wynika z rysunku 5., dla stali użytej na tarcze wirnika typu ST3, parametry rdzenia na odcinku prostoliniowym (aż do zagięcia charakterystyki wywołanego nasyceniem): Bmax = 1,3T, Hmax = 1000 A/m. A zatem po przekroczeniu 1,3 T, stal tarcz się nasyci. Z przedłużenia liniowej części charakterystyki magnesowania wynika, że indukcja 1,77 T odpowiadałaby natężeniu pola HFe = 1400 A/m, a ta wartość na rzeczywistej (zagiętej) charakterystyce magnesowania odpowiada indukcji około 1,40 T. Skutkiem nasycenia będzie zatem ograniczenie BFe z 1,77 do B’Fe = 1,40, czyli o 21% wartości bez nasycenia. W takim samym stopniu zostanie ograniczony strumień. W tym samym stopniu obniżą się parametry pola w magnesach i w szczelinie:

karolewski elektro 7 8 wzor7
Wzór 7
karolewski elektro 7 8 wzor8
Wzór 8
karolewski elektro 7 8 wzor9
Wzór 9
karolewski elektro 7 8 wzor10
Wzór 10

Przepływ cewki, która spowodowałaby spadek pola do zera:

karolewski elektro 7 8 wzor11
Wzór 11

Przyjmując dla drutu nawojowego F = 1,8 mm2 obciążalność I = 8 A, cewka taka powinna mieć liczbę zwojów:

karolewski elektro 7 8 wzor12
Wzór 12

W wykonanych cewkach nawinięto w każdej tylko po 20 zwojów, a więc na rozpatrywany pojedynczy obwód magnetyczny przypada 40 zwojów. Większa liczba zwojów spowodowałaby zwiększenie szczeliny powietrznej, co jest tu bardzo niekorzystne. Strumień wywołany przez cewki będzie znacznie mniejszy od strumienia magnesów. Odmagnesowujące działanie cewek na magnesy będzie zatem niewielkie i w obliczeniach zostało pominięte. Strumień w szczelinie osiąga maksymalnie wartość:

karolewski elektro 7 8 wzor13
Wzór 13

Jest to amplituda strumienia skojarzonego z cewką. Chwilowa wartość strumienia skojarzonego:

karolewski elektro 7 8 wzor14
Wzór 14

gdzie:

ω – prędkość kątowa prądnicy (p·n/30 = 21 rad/s),

p – liczba par biegunów (15),

Napięcie wyindukowane w jednej cewce:

karolewski elektro 7 8 wzor15
Wzór 15

gdzie:

z1c – liczba zwojów jednej cewki (20).

Przy założeniu sinusoidalnego kształtu przebiegu, wartość skuteczna napięcia fazy wyniesie:

karolewski elektro 7 8 wzor16
Wzór 16

gdzie:

lc – liczba cewek na fazę (30).

Średnia długość jednego zwoju cewki l1z = 43 cm.

Jeżeli cewka miałaby kształt koła, to jej średnica wynosiłaby:

karolewski elektro 7 8 wzor17
Wzór 17

Wymiary przekroju cewki o z1c = 20 zwojach (prawie siedem warstw po trzy druty), F = 1,8 mm2 to około lc = 7·1,8·10–1 = 1,26 cm oraz ac = 3·1,8·10–1 = 0,54 cm. Indukcyjność wielowarstwowej cewki powietrznej:

karolewski elektro 7 8 wzor18
Wzór 18

przy czym wymiary wstawia się w centymetrach, indukcyjność w mH.

Przy 50 Hz (prędkość prądnicy 200 obr./min) reaktancja wynosi:

karolewski elektro 7 8 wzor19
Wzór 19

Przekrój drutu:

karolewski elektro 7 8 wzor20
Wzór 20

Rezystancja cewek fazy:

karolewski elektro 7 8 wzor21
Wzór 21

Rezystancja i reaktancja całego uzwojenia jednej fazy wynoszą:

karolewski elektro 7 8 wzor22
Wzór 22
karolewski elektro 7 8 wzor23
Wzór 23

Przy rezystancyjnym obciążeniu prądnicy, napięcie na jej zaciskach spadnie od wartości Uf do Uf’. Ponieważ prąd obciążenia będzie w fazie z napięciem na zaciskach Uf’, to różnica napięć DU= Uf – Uf’ będzie w przybliżeniu równa spadkowi na rezystancji fazy (rys. 6.). A zatem przy maksymalnym dopuszczalnym prądzie obciążenia:

karolewski elektro 7 8 wzor24
Wzór 24

Napięcie na zaciskach powinno wtedy wynosić:

karolewski elektro 7 8 wzor26
Wzór 25

Moc czynna fazy przy obciążeniu rezystancyjnym powinna wynosić:

karolewski elektro 7 8 wzor26 1
Wzór 26

a z trzech faz niecałe 3,7 kW.

W obliczeniach pominięto wpływ sprzężeń magnetycznych między cewkami.

Zestawienie głównych wyników obliczeń

Wykorzystując uproszczone wzory, na etapie projektu prądnicy wyznaczono parametry pola magnetycznego (natężenie pola i indukcję w magnesie Hm = 367 A/m, Bm = 0,71 T oraz w szczelinie pomiędzy magnesami (gdzie znajdują się cewki) Hp = 565 A/m, Bp = 0,71 T. Indukcja w stalowych tarczach wirnika o zaplanowanej grubości 10 mm BFe = 1,77 T. Ponieważ osiągana wartość indukcji przekracza próg nasycenia stali konstrukcyjnej, indukcję w szczelinie skorygowano do wartości B’p = 0,56 T. Amplituda strumienia skojarzonego z cewką Fp = 1,26·10–3 Wb. Wartość skuteczna napięcia fazy powinna wynosić 168 V. Obliczeniowa rezystancja uzwojenia fazy wynosi Rf = 1,8 W, a reaktancja przy pracy znamionowej Xf = 0,98 W. Przy przyjętym maksymalnym prądzie obciążenia prądnicy na poziomie 8 A, napięcie fazowe prądnicy spadnie do 153,6 V, czyli maksymalna moc trójfazowej prądnicy przy rezystancyjnym obciążeniu będzie rzędu 3,7 kW.

Porównanie wyników obliczeń z pomiarami

W pracy [9] przedstawiono wyniki pomiarów wykonanego modelu prądnicy. Przebieg zmian średniego napięcia z 3 faz prądnicy w funkcji prądu obciążenia, uzyskany przy prędkości 200 obr./min, przedstawiono na rysunku 7. Średnie napięcie fazowe na biegu jałowym przy 200 obr./min wyniosło 154 V, czyli jest o 14 V niższe od obliczeniowego. Spadek napięcia przy obciążeniu znamionowym wynosi 15,0 V, co jest wartością bardzo zbliżoną do obliczonej 14,4 V. Napięcie fazowe obciążonej prądnicy przy prędkości znamionowej wynosiło 139 V. Oznacza to obniżenie o około 10% w stosunku do wartości wyliczonej. Zmierzona moc znamionowa prądnicy trójfazowej wynosi 3,3 kW (względny błąd obliczeń 12%). Błędy obliczania U, DU oraz P nie przekroczyły kilkunastu %.

Literatura

  1. P. Cierzniewski, Bezrdzeniowy silnik tarczowy z magnesami trwałymi, Zeszyty Problemowe COMEL – Maszyny Elektryczne 2007 nr 77
  2. T. Glinka, Maszyny elektryczne wzbudzane magnesami trwałymi, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice 2002
  3. T. Glinka, T. Wolnik, E. Król, Projekt silnika tarczowego z magnesami trwałymi, Przegląd Elektrotechniczny 2012 nr 11
  4. I. Dudzikowski, M. Ciurys, Komutatorowe i bezszczotkowe maszyny elektryczne wzbudzane magnesami trwałymi, Wydawnictwo Politechniki Wrocławskiej, Wrocław 2011
  5. B. Karolewski, P. Ligocki, Rodzaje prądnic tarczowych, Wiadomości Elektrotechniczne 2008 nr 8
  6. B. Karolewski, P. Ligocki, Badania modelu prądnicy tarczowej bezrdzeniowej z kołowymi cewkami, Wiadomości Elektrotechniczne 2008 nr 11
  7. B. Karolewski, Badanie wolnoobrotowej prądnicy przeznaczonej do małej elektrowni wiatrowej, Prace Nauk. Inst. Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Politechniki Wrocławskiej 2010 nr 64, Studia i Materiały nr 30
  8. B. Karolewski Parametry modeli bezrdzeniowych prądnic tarczowych, ElektroInfo 2011 nr 6
  9. B. Karolewski, P. Ludwiczak, T. Walszczak, Budowa modelu prądnicy tarczowej, Prace Nauk. Inst. Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Politechniki Wrocławskiej 2012, nr 66, Studia i Materiały nr 32
  10. E. Król, R. Rossa, Nowoczesne maszyny elektryczne z magnesami trwałymi, Przegląd Elektrotechniczny 2008, nr 12

Galeria zdjęć

Tytuł
przejdź do galerii

Powiązane

Regulator obciążenia elektrowni wiatrowej o małej mocy

Regulator obciążenia elektrowni wiatrowej o małej mocy

Wielu użytkowników urządzeń elektrycznych chce pomniejszyć koszty zakupu energii przez budowę małej elektrowni wiatrowej. Prądnica wiatrowa może być uzupełniającym źródłem zasilania wybranych odbiorników....

Wielu użytkowników urządzeń elektrycznych chce pomniejszyć koszty zakupu energii przez budowę małej elektrowni wiatrowej. Prądnica wiatrowa może być uzupełniającym źródłem zasilania wybranych odbiorników. Najprostszym rozwiązaniem jest wykorzystanie prądnicy wolnobieżnej, napędzanej przez turbinę o zmiennej prędkości obrotowej. Obliczanie parametrów generatora wolnobieżnego tarczowego przedstawiono w [1], a opis sposobu wykonania przykładowej elektrowni z prądnicą o wirniku zewnętrznym kubkowym w...

Koncepcja budowy małej elektrowni wiatrowej

Koncepcja budowy małej elektrowni wiatrowej

W artykule o tym jak wykonać małą elektrownię wiatrową o mocy rzędu 150 W przeznaczoną dla pojedynczego gospodarstwa domowego.

W artykule o tym jak wykonać małą elektrownię wiatrową o mocy rzędu 150 W przeznaczoną dla pojedynczego gospodarstwa domowego.

Badanie modeli generatora synchronicznego

Badanie modeli generatora synchronicznego

Generator synchroniczny, jego modelowanie przy korzystaniu z takich narzędzi jak: program ATP, EMTP-ATP oraz programu EMTP-RV stanowią przedmiot rozważań niniejszego artykułu. Jego autor przedstawia obszary...

Generator synchroniczny, jego modelowanie przy korzystaniu z takich narzędzi jak: program ATP, EMTP-ATP oraz programu EMTP-RV stanowią przedmiot rozważań niniejszego artykułu. Jego autor przedstawia obszary ich praktycznych zastosowań w modelowaniu układów zasilających, np. umożliwianie analizowania ustalonych stanów pracy układu, obliczania napięć w węzłach, rozpływów mocy i prądów, czy symulowania przebiegów nieustalonych towarzyszących różnego typu awariom, takim jak zwarcia, zmiany napięcia,...

Komentarze

Copyright © 2004-2019 Grupa MEDIUM Spółka z ograniczoną odpowiedzialnością Spółka komandytowa, nr KRS: 0000537655. Wszelkie prawa, w tym Autora, Wydawcy i Producenta bazy danych zastrzeżone. Jakiekolwiek dalsze rozpowszechnianie artykułów zabronione. Korzystanie z serwisu i zamieszczonych w nim utworów i danych wyłącznie na zasadach określonych w Zasadach korzystania z serwisu.
Portal Budowlany - Elektro.info.pl

Ta witryna wykorzystuje pliki cookies do przechowywania informacji na Twoim komputerze. Pliki cookies stosujemy w celu świadczenia usług na najwyższym poziomie, w tym w sposób dostosowany do indywidualnych potrzeb. Korzystanie z witryny bez zmiany ustawień dotyczących cookies oznacza, że będą one zamieszczane w Twoim urządzeniu końcowym. W każdym momencie możesz dokonać zmiany ustawień przeglądarki dotyczących cookies. Nim Państwo zaczną korzystać z naszego serwisu prosimy o zapoznanie się z naszą polityką prywatności oraz Informacją o Cookies. Więcej szczegółów w naszej Polityce Prywatności oraz Informacji o Cookies.

Administratorem Państwa danych osobowych jest Grupa MEDIUM Spółka z ograniczoną odpowiedzialnością Sp.K., nr KRS: 0000537655, z siedzibą w 04-112 Warszawa, ul. Karczewska 18, tel. +48 22 810-21-24, właściciel strony www.elektro.info.pl. Twoje Dane Osobowe będą chronione zgodnie z wytycznymi polityki prywatności www.elektro.info.pl oraz zgodnie z Rozporządzeniem Parlamentu Europejskiego i Rady (UE) 2016/679 z dnia 27 kwietnia 2016r i z Ustawą o ochronie danych osobowych Dz.U. 2018 poz. 1000 z dnia 10 maja 2018r.