三相异步电动机的设计说明书

1 三相异步电动机的设计说明书 一三相异步电动机的基本结构 三相异步电动机由两个基本部分构成：固定部分 定子和转子，转子按其结构可分为鼠笼型和绕线型两种。 定子由定子铁心、机座、定子绕组等部分组成，定子铁心是异步电动机磁路的一部分，一般由 米厚的硅钢片叠压而成，用压圈及扣片固紧，各片之间相互绝缘，以减少涡流损耗。 定子绕组是由带有绝缘的铝导线或铜导线绕制而成的，小型电机采用散下线圈或称软绕组，大中型电机采用成型线圈，又称为硬绕组。 转子由转子铁心、转子绕组 、转子支架、转轴和风扇等部分组成，转子铁心和定子铁心一样，也是由 米硅钢片叠压而成。鼠笼型转子的绕组是由安放在转子铁心槽内的裸导条和两端的环形端环连接而成，如果去掉转子铁心，绕组的形状象一个笼子；绕线型转子的绕组与定子绕组相似，做成三相绕组，在内部星型或三角型。 当定子绕组接至三相对称电源时，流入定子绕组的三相对称电流，在气隙内产生一个以同步转速 旋转磁场的转向为逆时针，当旋转磁场的磁力线切割转子导体时，将在导体内产生感应电动势 动势的方向根据右 手定则确定。 表示， 表示，转子电流的有功分量 以 和既表示电动势的方向，又表示电流有功分量的方向。转子电流有功分量与气隙旋转磁场相互作用产生电磁力 据左手定则，在 方向为 的导体和在 S 极下所有电流流向为 的导体均产生沿着逆时针方向的切向电磁力 该电磁力作用下，使转子受到了逆时针方向的电磁转矩 子将沿着旋转磁场相同的方向转动。驱动转子的电磁转矩与转子轴端拖动的生产机械的制动转矩相平衡，转子将以恒速 n 拖动生产机械稳定运行，从而实现了电能与机械能之间的能量转换，这就是异步电动机的基本工作原理。 二异步电动机存在的缺点 （ 1）起动转矩不大，难以满足带负载起动的需要。当前社会上解决该问题的多数办法是提高电动机的功率 容量（即增容）来提高其起动转矩，这就造成严重的“大马拉小车”，既增加购买设备的投资，又在长期的应用中因处于低负荷运行而浪费大量电量，很不经济。第二种办法是增购液力偶合器，先让电动机空载起动，在由液力偶合器驱动负载。这种办法同样要增加添购设备的投资，并因液力偶合器的效率低于 97%，因此至少浪费3%的电能，因而整个驱动装置的效率很低，同样浪费电量，更何况添加液力偶合器之后，机组的运行可靠性大大下降，显著增加维护困难，因此不是一个好办法。 （ 2）大转矩不大，用于驱动经常出现短时过负荷的负载，如矿山所用破碎机等时， 往往停转而烧坏电动机。以致只能在轻载状况下运行，既降低了产量又浪费电能。 （ 3）起动电流很大，增加了所需供电变压器的容量，从而增加大量投资。另一办法是采用降压起动来降低起动电流，同样要增加添购降压装置的投资，并且使本来就不好的起动特性进一步恶化。 绕线性感应电动机正常运行时，三相绕组通过集电环短路。起动时，为减小起动电流，转子中可以串入起动电阻，转子串入适当的电阻，不仅可以减小起动电流，而且由于转子功率因数和转子电流有功分量增大，起动转矩也可增大。这种电动机还可通过改变外串电阻调速 。绕线型电动机 3 虽起动特性和运行特性兼优，但仍存在下列缺点： （ 1）由于转子上有集电环和电刷，不仅增加制造成本，并且降低了起动和运行的可靠性，集电环和电刷之间的滑动接触，是这种电动机发生故障的主要原因。特别是集电环与电刷之间会产生火花，使传统绕线型电动机在矿山、井下、石油、华工等防爆要求的场所，对于灰土、粉尘浓度很高的地方，也不敢使用，这就限制了其应用范围。 （ 2）当前的传统绕线型电动机为了提高可靠性，多数不提刷，因此运行时存在下列电能浪费：集电环和电刷间的摩擦损耗和接触电阻上的电损耗，电刷至控制柜短路开关间 三根电缆的电损耗，若电动机与控制柜之间距离很长，则该损耗将非常严重。并且由于集电环与电刷产生碳粉、电火花和噪声，长期污染周围环境，损害管理人员和周围居民健康。 （ 3）传统绕线型电动机的起动转矩比笼型电动机的有所提高，但仍往往不能满足满载起动的需要，以至仍然需要增容而形成“大马拉小车”。 上述传统感应电动机存在的严重缺点的根本原因在于“起动”、“运行”和“可靠性”三者之间存在难以调和的矛盾，因此势必顾此失彼，不可兼优。 三电机主要尺寸比的选择及一般方法 在选定线负荷 后，由式即可确定电机的 以设计的细长，也可以设计的粗短。为了反映电机这种几何形状关系，通常采用主要尺寸比 这一概念。 的大小与电机的运行性能、经济性、工艺性等均有密切关系或对它们产生一定影响。 现在分别说明不同类型电机的 值的选择。 较大： （ 1）电机将较细长，即较小。这样，绕组端部变得较短，端部的用铜 (铝 )量相应减少，当 仍在正常范围内时，可提高绕组铜 (铝 )的利用率。端盖，轴承，刷架，换向器和绕组支架等结构部件的尺寸较 4 小，重量较轻。因此，单位功率的材料消耗较少，成本较低。 （ 2）今电机的体积未变，因而铁的重量不变，在同一磁密下基本铁耗也不变。但附加铁耗有所降低，机械损耗则因直径变小而减小。再考虑到电流密度一定时，端部铜 (铝 )耗将减小，因此，电机中总损耗下降，效率提高。 （ 3）由于绕组端部较短，因此，端部漏抗减小。 般情况下，这将使总漏抗减小。 （ 4）由于电机细长，在采用气体作为冷却介质时，风路加长，冷却条件变差，从而导致轴向温度分布不均匀度增大。为此必须采取措施来加强冷却，例如：采用较复杂的通风系统。但在主要依靠机座表面散热的封闭式电机中，热量主要通过定子铁心与机座 向外发散，这时电机适当做得细长些可使铁心与机座的接触面积增大，对散热有利 (对于无径向通风道的开启式或防护式电机，为了充分发挥绕组端部的散热效果，往往将 取得较小 )。 （ 5）由于电机细长，线圈数目常较粗短的电机为少，因而使线圈制造工时和绝缘材料的消耗减少。但电机冲片数目增多，冲片冲剪和铁心叠压的工时增加，冲模磨损加剧，同时机座加工工时增加，并因铁心直径较小，下线难度稍大，而可能使下线工时增多。此外，为了保证转子有足够的刚度，必须采用较粗的转轴。 （ 6） 由于电机细长，转子的转动惯量与圆周速度较小，这对于转速较高或要求机电时间常数较小的电机是有利的。 首先根据电机的额定功率，利用式 和式得出计算功率 P 。然后根据 P 与 n，结合所设计电机的特点，利用推荐的数据或曲线选取电磁负荷代入式 可得出算时，交流电枢若采用单层整距绕组，可预取 96.0为双层绕组（线圈节距 65则可预取 92.0 5 然后参考推荐的数据选用适当的 ，即可由已算得的与 于感应电机和同步电机，同时还要确定它们的定子外径 了充分利用硅钢片，减少冲模等工艺的规格与数量，加强通用性和考虑系列电机功率等级递增的需要，我国目前规定了交流电机定子铁心的标准外径 表 1），当 9采用扇形片。算得 将其调整至表1的标准直径，然后对定子内径 表 1 交流电机定子的标准外径 单位： 座号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 2 1 8 6 56 机座号 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 5 74 85 99 118 143 173 215 260 325 425 四磁路计算 当绕组中通过电流，在电机的有效部分、端部及部分结构零件中就激发了磁场。为了简化物理图象及电磁计算，把电机中的磁场分为主磁场及漏磁场。磁路计算的目的在于确定产生 主磁场所必需的磁化力或励磁磁动势，并进而计算励磁电流以及电机的空载特性。通过磁路计算还可以校核电机各部分磁通密度选择得是否合适。 电磁负荷的匹配直接影响电机的温升。某电机厂在低压 200极、高压 450极电动机上试验，在维持硅钢片、铜钱用量不变的情况下，将定、转子各部分电密的比例关系重新分配，使温升分别降低，1 16K 6 。其主要原因是电密匹配变化后使温度场的分布趋于合理。 尽 管随着电机类型不同，温度场分布亦不尽相同，但仍有一个共同的规律。就散热途径而言，转子热量有很大一部分要先传给定子，再经机座或通风道，与定子热量汇集在一起传给周围介质。除特殊产 6 品外，从散热观点看定子情况要比转子优越得多。 以前电机设计，在温升计算公式中未纳入转子电密 (它关系到转子绕组产生的热量 )，从温升计算结果上显示不出转子电密的影响，致使某些设计因转子电密偏高而造成温度场分布不合理，其结果是铜线并没少用，但电机温升偏高。 经过对高压、低压、 纯铝转子电机的分析、验证，推荐下 列的匹配关系。 定子电密：转于导条电密：转子端环电密 4： 2： 1。 铜条转子、绕线转子及铝合金转子可在维持与上列匹配关系相当的转子铜耗的前提下，按与纯铝之间的电阻率之差选取相应的电密。 磁负荷亦应遵循类似的规则，只是转子部分铁耗很小，转子部分磁密只要在推荐的范围内选取，其损耗可以忽略不计，电机总的铁耗可以认为仅由定子齿部铁耗及定子轭部铁耗两部分构成。当铁心尺寸确定后，铁耗随磁密的增加而增加。当齿、轭磁密相近肘，由于轭部体积较大，特别 是 2、 4极电机，其铁耗常常是齿部的好多倍。所以设计人员常将轭部磁密选得较低，齿部磁密选得较高，这从计算结果上看是合适的。但在散热的途径中齿部的散热不 如轭部，同时，齿部磁密偏高时，还会使其脉振损耗显著增加，这些从计算结果上很难察觉，但却往往导致温升增高，因此，齿部磁密不宜偏高。对于外装压、小容量、多极数的电机，当采用扣片固紧铁心时，因轭部小，扣片槽对磁路的影响较大，则轭部磁密不宜过高，并且当扣片槽与定子槽数匹配不当使磁路不对称及轭部过窄时还要产生电磁噪声。 对于某些结构特殊的电机，如氟里昂冷却或转轴通冷却液的 电机，则未必遵循上述的匹配规律。 绕组的型式，连同其结构参数对电机的所有电气性能均产生不同程度的影响。不同型式的绕组按照各自的特性有不同的适用范围。 改善磁动势波形是指气隙磁动势分布波形接近于正弦波，即其谐波含量减少了，由此带来的效果是附加损耗、电磁噪声都减小了；减少了寄生转矩，提高了起动过程中的 7 最小转矩，提高了绕组系数则意味着使效 率都得到提高，或者保持岛不变，可适当地减少匝数，或者缩短铁心，即收到节铜或硅钢片的效果。：为削弱较强的 5次及 7次谐波，双层绕组应采用短节矩，并使短矩比 4/5。 在双层叠绕组中，有散嵌线圈及成型线圈。后者还可以做成分爿线圈，它是将截面积较大的导线一分为二，以免导线过粗使线圈加工及嵌线困难；为绕线方便，在较大容量的散嵌线圈中也采用了分爿式，这给采用半开口槽创造了条件，与采用开口槽比可提高电机的比如，当需要选用一根 2以改为两根23 55 23 55线后再并联在一起。 近年来，随着绝缘导线质量和浸漆质量的提高，散嵌线圈已逐渐用到功率较大的电机上。但由此带来匝间电压增加，这要通过采用加强绝缘的漆包线或另加匝间绝缘的办法解决。 在电机中，沿电枢 圆周方向气隙磁场不是均匀分布的。为了计算方便，通常计算是最大气隙磁通密度等于 （ 3 式中 单边气隙的径向长度 H 极中心线处的气隙磁场 K 气隙系数，考虑到因槽口影响使气隙磁阻增加而引 入的系数 又气隙场强0 （ 3 式中 0 空气磁导率，通常可认为它等于真空中的磁导率，即 ； 将式（ 3入（ 3得0 （ 3 8 由式 ，气隙磁密的最大值 （ 3 式中 每极磁通 可根据给定的绕组感应电势确定。 对于交流电机，由式 ，每极磁通 （ 3 由式（ 3（ 3知，在已知每极磁通 及几何尺寸 、的情况下，气隙磁压降的计算就在于如何确定计算极弧系数p、电枢的计算长度Kl 气隙系数。 异步电机的气隙对温升、性能均有较大影响。选得小，可使励磁电流降低而提高功率因数，但差漏抗也随之增加，使起动转矩、最大转矩降低。过小的气隙也容易招致定、转子相擦。但若选得大，则情况刚好相反。这些利弊都是在计算中能“看得见”的。然而由于气隙减小使谐波磁场增强导致附加损耗增加、噪声加大，特别是温升的增高，则很难通过计算得到“预告”。很多厂家都有通过增加气隙使温升明显降低的经历。如某电机厂在试制 100/604 8极矿用双速防爆电机时，将气隙由 1 2 4升竟降低 25K。因此，气隙的选择要慎重。 （ 1）齿部磁压降计算 当齿磁密不超过 片的饱和程度不高，齿部的磁导率 比槽部的磁导率0大得多，因而齿部磁阻比槽部磁阻小得多。在一个齿距范围内的主磁通从空气隙进入铁心表面后，将几乎全部从齿内通过。要计算处于主极中心线上的那个齿内的磁密 然该处 一个齿距范围内的气隙磁密平均值是B，气隙磁通为 ，若认为 齿中磁密为B ，对采用梨形槽的小电机，齿磁密为 。 当齿部磁密超过 时齿部磁路比较饱和，铁的磁导率 比较低，使齿 的磁阻与槽的磁阻相比差别不是很大。这样，磁通大部分将由齿中通过，小部分则经过槽部进入轭部。因此。 9 （ 2）轭部磁压降的计算 由于一个极距内的气隙磁通 分散进入齿部及轭部，所以经由齿联轭各个截面穿过的磁通是不同的，即沿轭部积分路径上的磁密分布不均匀，并且在每一处的截面中沿径向上的磁密也不是均匀分布的。这样，在计算轭部磁压降时，必须作适当的简化。它包括两部分：一部分为轭部平均弧长；另一部分为 L 。 L 线段的磁压降一般比较小，可以忽略不计。所以只需计算轭部平均弧长上的磁压降。计算时假定在轭部截面上各点磁密沿半径方向均匀分布。此外，如计算的是感应电机负载时的影响也忽略不计。 五定子绕组与铁心的设计 在极数，相数既定的情况下，定子的槽数决定手每极每相槽数 1q 。1q 值的大小对电机的参 数、附加损耗，温升及绝缘材料消耗量等都有影响。当采用较大的 1q 值时： 1由于定子谐波磁场减小，使附加损耗降低，谐波漏抗减小。 2一方面每槽导体数减少，使槽漏抗减小，另一方面槽数多了，槽高与槽宽的比值相 应增大，使槽漏抗增大，但这方面影响较小。 3槽中线圈边的总散热面积增加，有利于散热。 4绝缘材料用量和加工工时增加，槽利用串降低。 因此在选槽时要综合考虑各方面的因素对于一般感应电机， 且尽量选取整 数，因分数槽容易引起震动和噪声。对极数少、功率大的电机， 于极数多的电机，则 单层绕组的优点是： (1)槽内无层间绝缘，槽的利用率高；（ 2）同一槽内的导线都属于同一相，在槽内不会发生相间击穿；（ 3）线圈总数比双层的少一半，嵌线比较方便。其主要缺点是： (1)在一般情况 10 下不易做成短距，因而其磁势波形较双层绕组的为差； (2)电机导线较粗时，绕组的嵌放和端部的整形都比较困难。因此，一般只用在功率较小的感应电动机中 (如 号机座和 160及以下 )。 单层同心式、链式和交叉式绕组仅端接部分形状，线圈节距和线圈之间的连接顺序不相同。这几种绕组各有不同的使用范围和优缺点：(1)同心式绕组的线圈两边可以同时嵌入槽内，嵌线容易，便于实现机械化。一般适用于 、 6、 8的二极电机中。其缺点是端部用铜较多，一极相组中各线圈尺 寸不同，制作稍复杂 (2)单层链式绕组，各线圈大小相同，但嵌线较用难，一般用于 的 4， 0， 8极电机中。 (3)单层交叉式绕组可以节省端部接线，主要用于 也能做成交叉式，但比起同心式或链式来并没有优越性，故很少采用 )。 双层叠绕组通常用子功率较大的感应电动机，如 号机座和主要优点是， (1)可以选择有利的节距以改善磁势与电势波形，使电机的电气性能较好， (2)端部排列方便， (3)线圈尺寸相同，便于制造。缺点是多用了绝缘材料，嵌线也较为麻烦。 三角混合绕组 (1)单双层绕组 双层绕组采用短距时，某些槽内上下层的导体属于同一相，而某些槽内上下 层的导体属于不同相。如果把 属于同一相的上下层导体合起来，用单层绕组来代替，而上下层导体属于不同相的仍保持原来的双层绕组，并按同心式绕组端部形状将其连接起来，这种绕组就是单双层绕组。 单双层绕组与单层绕组相比，有双层绕组的特性，即具有较好的气隙磁场波形，较好的启动性能和较低的附加损耗等一系列优点。从结构上看，单双层绕组比双层绕组在较短的实际节距下，可以得到较大的有效节距，从而使基波绕组系数提高。当电机的有效匝数相等时，可以减少实际匝数；当有效节距相同时，实际节距可以缩短，从而节省绕组用铜，铜损耗也相应减小，效率也相应提高。其缺点是线圈 的几何尺寸和节距不等，单层和 11 双层线圈的匝数也不相同，制作稍复杂。 (2) 三角混合连接绕组 星 三角混合连接绕组是把普通的 600相带三相绕组分成两套三相绕组：这两套三相绕组之间在空间相位上彼此相差 30中一套采用星型接法，一套采用三角形接法。两套绕组中的电流在时间相位上也相差300。星 三角混合连接绕组的两套绕组之间有两种连接方式：其一为星 三角串联绕组；其二为星 三角并联绕组。 六定、转子的设计 6片尺寸的确定 冲片尺寸是指定、转子内外径及槽形 (包括冲片上的通风孔，前者 冲 片“三圆”或“三径”的选择 )。 在确定槽形之前，首先遇到的是槽配合。表 2给出经过生产验证的槽配合。从电机的性能、温升考虑，定子槽数多为好，可获得较好的磁势波形；绕组能选取较为理想的节矩，调整节矩的余地也大；每槽的发热量也小了；因谐波漏抗减小，堵转转矩、最大转矩也提高了，但对扭斜的铸铝转子来说，槽数多会使槽部总的横向“泄漏”电流增加，导致杂散损耗增加。不过这点不利因素从性能、温升总的收益上权衡是比较次要的，只是从制造及绝缘材料的消耗上考虑不希望槽数较多。因此，要根据对产品的要求及工厂的实际情况选取，尽 量选用经过生产验证的槽配合。 有时出于降低 杂散损耗及温升的需要，采用 1且 1的“少槽 近槽配合”。但这种槽配合容易产生振动及电磁噪声，也可能产生同步附加转矩，异步电机很难获得十分理想的槽配合，特别是极数少的电机。但在设计时可通过选用谐波含量少的绕组 (如双层短节距 )、转子斜槽、增大气隙等措施，使这一弊病得到缓解。 极数 、 压 压 R 高、低压 低压 Y、 压 12 表 2 基 本系列及主要派生系列采用过的近槽配合 2 感应电动机的定子槽形最常用的有四种：梨形槽，梯形槽，半开口槽，开口槽。 梨形槽和梯形槽是半闭口槽，槽的底部比顶部宽，使齿部基本上平行，这两种槽形一般用于 100压为 500为这些电机通常采用由圆导线组成的散嵌绕组。采用半闭口槽可以减少铁心表面损耗和齿内脉振损耗，并使有效气隙长度小，功率因数得到改善。梨形槽与梯形槽相比，前者的槽面积利用率较高，冲模 寿命较长，而且槽绝缘的弯曲程度较小，不易损伤，所以用的较为广泛。 低压中型感应电动机常采用半开口槽，这时绕组应为分开的成型的绕组。中型高压电机则采用开口槽，这是因为线圈的主绝缘需要在下线以前包扎好并进行浸烘处理。这两种槽形的槽壁都是平行的，因此称平行槽。开口槽增大了气隙磁场中的磁导齿谐波分量，为了避免因此引起较大的空载附加损耗，可采用磁性槽楔，但此时槽漏抗将增大。 定子槽必须有足够大的截面积，使每槽所有导体能不太困难的嵌进去。2 18 16， 24 20 30 22， 36 28 42 34 18 16， 24 20 30 26， 36 28 42 34， 48 40 48 40 4 24 22， 36 26 36 28， 48 38 60 50 24 22， 32 26 36 32， 48 44 60 50， 72 64 36 24， 48 36 60 48 48 54， 60 54 48 38， 60 38 60 47， 60 50 6 36 26， 36 33 54 44， 72 56 72 58 36 33， 54 44 72 58 45 36， 48 36， 54 36 72/48 ， 72 54， 72 81 72 90 54 72， 72 54 72 63， 72 90 54 64， 72 58 72 86， 72 96 8 48 44， 54 58 72 56， 72 58 48 44， 54 58 54 50， 72 58 48 86， 54 36， 60 48 7S 54， 72 60， 72 84 72 96， 84 96， 96 72 72 84， 72 96 72 58， 72 86 72 96， 84 96 13 在采用圆导线的半闭口槽中，用槽满率来表示槽内导线的填充程度。槽 满率是导线有 规则排列所占的面积与槽的有效面积之比，%10 0211 笼型转子感应电机在选取转子槽数时，必须与定子槽数有恰当的配合，这就是通常所谓的槽配合。如果配合不当，会使电机性能感化，例如有可能导致附加损耗、附加转矩、振动与噪声增加，从而使效串降低、沮升增高、起动性能变坏、严重时甚至无法起动。 下面就槽配合对附加损耗，附加转矩，振动与噪声的影响及共如何选择等问题作一扼要 介绍。 感应电机的附加损耗主要由气隙谐波磁通引起。这些谐波磁通在定，转子铁心中产生高频铁耗 (表面损耗和齿部脉振损耗 )，在笼型转子中产生高频电流损耗 (包括转子笼内的高频电流损耗及斜槽时由导条和铁心所构成的回路中的横向电流损耗 )。其中以定、转子齿谐波磁通的作用最为显著。 图 5子槽数相等时，定子齿谐波磁通在转子导条中感生电势的情况。由图可见， 相邻导条 a与 相 等，相位相同，因而 在 它 们 之 间 不 会 产 生 电流 ( 包括横向电流 ) 。这表明，在 等槽配合时，定子齿谐波磁通不会在转子中产生高频电流损耗 (包括横向电流 损耗 )。 从图 5定，转子槽数很接近时，转子齿顶的宽度将十分接近定子齿谐波的波长，因此转子齿中由定子齿谐波磁通引起的脉振较小，脉振损耗也就 14 较小。同理，定子齿中由转子齿谐波磁通引起的脉振损耗也较小。 5转子槽数相等时定子齿谐波 磁通在转子导条中感生电势的示意图 由上可知，选择感应电机的槽配合时，从减 少附加损耗的角度出发，定，转子槽数应尽量 接近。 但不能取 1。经验证明，当定子为开口槽或半闭口槽、转子为直槽铸铝转子时， 若转子槽数多于定子槽数，会使空载附加损耗增加，因此最好也采用少槽 近 槽配合。 感应电机笼型转子的槽形种类很多，目前对于采用铸铝转子的中小型电机一般采用平行齿槽、平行槽、凸形槽、刀形槽、闭口槽、双笼转子槽、梯形槽等各种转子槽形。对于功率较大或转速较高、采用铜条转子的大中型电机，采用半闭口的平行槽。 转子槽形尺寸对于电动机的一系列性 能参数如：起动电流、起动转矩、最大转矩、起动过程中的转矩、转差率、转子铜耗、功率因数、效率、温升等都具有相当大的影响；此外，槽的各部分尺寸对于这些技术参数又有程度不同、性质不同的影响。其中起动转矩、起动电流、最大转矩、和转差率与转子槽形尺寸的关系最为密切，由于起动电流和最大转矩之间存在一定的比例关系，因此笼形转子槽形尺寸的确定除与定子槽形尺寸的确定有一些相似的原则之外，还必须考虑起动性能的要求。对于铸铝转子，槽面积和铝条的截面积可认定是相等的。 七工作性能计算 在主要尺寸、气隙以及定转子绕组和铁心 设计好以后，就要进行工作性能计算和起动性能计算，以便与设计任务书或技术条件中饿规定的性能指标相比较，在此基础上对前面的设计进行必要的调整。 15 感应电机的等效电路 通常三相感应电动机工作性能计算只需计算额定数据，即额定电流、额定功率因数、额定效率、额定转差率和最大转矩倍数。 7子电流 由图可见 2*12*1* ，定转子电流有功分量相等，定转子无功分量的 关系如下： *1* 定子电流有功分量的标幺值 111111* 16 转子电流有功分量的标幺值 *2*2*1*22*2*22* )(s i n 这样在假设了电机的效率后，便可求出 I*1，于是*1 7率因数的计算 2*1*1*1*c o s从上式可见，功率因数的高低与定子电流无功分量 功率因数太低，不能满足技术条件中规定的指标，应设法降低（缩小定转子槽面积，降低各部分磁密；减小气隙；增加每槽导体数 大长 （增大定转子槽宽、减小槽高以降低 ,使它们的和 7率的计算 感应电动机的效率可按下式计算，写成标幺值便是 %10011%1001 *1* 效率是电机的主要性能指标之一，近几年来世界各 国电机行业在设计和制造高效节能感应电动机方面采取的措施除增加有效材料用量和选用优质材料来降低铜（铝）损耗和铁损耗外（有一定限度，因为材料的增加也意味着能源消耗的增加），在分析和降低附加损耗和机械方面损耗进行了不少研究，主要的措施有：选用合适的槽配合，设计新型绕组以减少谐波引起的附加损耗，改进加工工艺，设计高效风扇等。 7定转差率的计算 感应电机的转差率是转子铜（铝）耗与电磁功率之比，写成标幺值便有 2*2*2*1 生产实践中往往 在式中的分母加上铁心中的附加损耗（空载附加损耗）一项，其大小等于全部铁损耗减去定子齿部和轭部的基本损耗，叫做 17 旋转铁耗，是指由于定转子都有齿和槽的存在，当电机旋转时便产生脉振损耗和表面损耗。脉振损耗和表面损耗在定子和转子上都会产生，这里假定输入的有功功率扣除定子铜损耗和基本铁耗以后，其余的全部传给了转子。 7大转矩倍数 最大转矩倍数为 )(21)1(2)(4 2*12*1*1212121* 就一般中小型感应电机而言， 1* 大得多，而（ 1变化不大，因而影响最大转矩倍数的主要因素是漏抗，设计中常对电磁负荷 以及槽形做适当的调整以符合设计任务书中提出的最大转矩倍数指标。 需要说明的是，这里计算最大转矩所用的参数是额定运行时感应电机的参数。事实上，对应与最大转矩的转差率不是很大，因而集肤效应对转子参数的影响可不考虑，但此时的电流却大于额定电流（ ，漏磁路饱和对参数的影响就不能不考虑。漏磁路饱和引起定转子漏抗减小，最后使 T*的 T*15%，对小电动机的影响有时还要大些。 八起动性能计算 三相感应电动机的起动性能主要是指起动转矩和起动电流对相应额定值的倍数。我国国家标准对各种类型感应电动机的起动性能都有具体规定。笼型转子感应电动机的起动性能则有电机的参数决定。与正常运行时比较，感应电动机起动是有两个显著的特点：一是起动电流很大，这使定转子漏磁路高度饱和；二是转子电流频率等于电源频率，比正常运行时高很多，使转子导条中的电流产生集肤效应，这两点对电机起动时的参数都有影响。 8应电动机起动时漏磁路饱和 效应及其对漏抗的影响 起动瞬间，电动机处于短路运行状态，转子和定子电流大大增加，一 18 般可达额定值的 4于定转子绕组的磁势正比于通过的电流，所以磁势也大大增加，以致漏磁路的铁心部分出现高度饱和的现象。漏磁路的饱和主要引起定转子漏抗的减少：电流增加固然引起磁势成正比的增加，但由于饱和，磁通虽增加，却增加的很少，这样单位电流产生的磁链实际上减少了，因此漏电流随着电流的增加而减少。此外，在起动过程中，定转子电流是变化的，铁心饱和程度也随之而变，因而漏抗也随饱和程度的变化而变化。当漏磁通磁路高度饱和时， 铁心磁阻大大增加，此时，漏磁通磁路铁心部分的磁阻相对于漏磁路的其它部分（空气隙和槽部）磁阻来说，就不能像正常运行时那样忽略不计了。 由于电机绕组是分布的，由相邻槽内电流建立的齿部漏磁通的方向正好相反，饱和现象并不严重，而齿顶和齿尖部分饱和现象却十分严重，绕组的端部漏磁通通过绕组端部周围的空气，不存在饱和影响，因此只在槽漏抗，谐波漏抗和斜槽漏抗的计算中要考虑漏磁路饱和的影响。 笼型转子感应电动机起动时，转子导条里会产生集肤现象，集肤效应使槽内导体有效高度减 小，因而电阻增加、槽漏抗减小。利用集肤效应可以改善笼型转子感应电动机的起动性能，提高起动转矩，降低起动电流。集肤效应引起的电阻增加系数和槽漏抗减小系数与转子槽形尺寸、转子电流频率及导条材料的电阻率有关。 电阻的增加和漏抗的减小可以用交流电磁场理论进行计算，但比较复杂，不便于工程应用。实际上认为集肤效应减小了导条的高度，以此来确定转子电阻和槽漏抗的变化。 8动电流和起动转矩的计算 感应电动机起动时定子电流很大，定子绕组的阻抗压降比运行时大得多，因此这时电势 化电流还可以忽略不计。从 感应机等效电路有 21 )(222)(2)(12)(21 19 用标幺值表示时，起动总阻抗为 )(2*2*)(22* 此时，以实际值表示的起动电流 起动电流倍数1若由上式计算出的I （假定值），说明最初假设的值偏小，于是起动时漏磁饱和系数偏大，低估了起动时漏磁路饱和的影响，计算出的值偏高，最后计算出的次假设时，应取大于上面求得的值，并重新计算，最后计算值与假定值的误差不能超过 %3 。 九结构设计 电磁设计完成后便可进行结构设计。异步电机的总体结构主要包括通风冷却系统、转子结构及安装方式。因为电磁参数 与它们密切相关，所以在设计的构思阶段就有了雏形，只待结构设计时“精加工 。 通风冷却与防护等级密切相关。决定电磁参数及总体结构的两个代表性防护等级是 步电机的通风冷却方式有自冷、自扇冷、他冷及水冷，但绝大多数是防护等级为 1的结构型式。 转子结构有笼型及绕线型，前者居多。 异步电机采用的安装方式有 20余种，但基本安装方式只有三种，即卧式、立式及悬臂式。三种安装方式中又以卧式中的 次是立式 中的 5型。 9务与要点 (1)按照已确定的电磁部分结构、尺寸及构思阶段形成的雏形绘制总结构图。该结构图要按比例绘制，将零部件的形状、尺寸表达清楚，必要时，还应该将主要部件，如接线盒另绘结构图，以便进行工艺会签、 20 机械计算、通风计算及为施工设计绘制零部件图时使用。总结构图与施工设计中的总装配图不尽相同：它要力求清晰、准确，图纸幅面大小随意，后者将零部件间的配合关系按比例表达清楚即可，幅面应按工厂的规定绘制，但简单产品可二者合一。 (2)分析、核算支撑件 、受力件。 (3)分析、论证零部件的加工工艺性。 (4)检查零部件的“三化”程度。 (5)选择加工公差、配合座及粗糙度，核算尺寸链。 (6)按照工艺会签及来自分析、计算的修改意见修改总结构图，使各部分的形状、尺寸与施工设计时完全吻合。 为保证质量，应侧重考虑以下 5个方面： (1)轴承结构 (包括轴承的选择 )。 (2)绝缘结构 (包括电磁零部件的固定 )。 (3)整体的刚度、强度。 (4)消除产生振动、噪声的隐患。 (5)便于拆装、维护。 9缘结构 绕组 是电机的核心，电机能否长期可靠地运行在很大程度上取决于绕组绝缘。 对绕组绝缘的要求是：有足够的电气强度和机械强度；良好的耐热性和散热能力，便于包绕、槽内嵌放及贮存，与绝缘浸渍漆有很好的相容性，对不同环境，如腐蚀、潮湿等有较好的适应性；对于高压电机，还应考虑耐电晕性能。此外，材料应立足于国内。 绕组绝缘由匝间、相间及对地三个方面绝缘及绝缘浸渍漆构成。绝缘结构的设计与绕组型式、工作电压、选用的材料及绕制、嵌线和绝缘处理有关。异步电机的绕组有散嵌及成型两大类，前者用于中小型低压电机；后者用于中型低压及高压 电机。 a. 匝间绝缘 21 正常运行时异步电机的匝间电压 (相电压， 并不高，但在开关操作时要产生过电压，此电压又直接施加到相端的首匝上，其最大冲击电压峰值有可能达到相电压的 22 倍或以上；加上嵌线时匝间绝缘容易被损伤，因此在使用过程中，由于湿热、霉菌、腐蚀及电磁力的作用，极易产生匝间破压短路事故。相端首匝出现的最大过电压为 0倍，但小于 0 35。一般将 代计者可根据 对于一般用途电机的散嵌线圈，广泛采用漆包圆线绕制；对于起动频繁，正反转及在恶劣环境中使用的电机，宜采用玻璃丝包或玻璃丝包漆包线绕制，使匝间有较厚的绝缘层和较多的挂漆量，以提高匝间的绝缘强度。 对于高压电机及功率较大的低压电机，除采用玻璃丝包漆包线或玻璃丝包薄膜绕包线以外，依据算得的低压及较小功率的高压电机可仅在端部加垫条 )，并且随着功率的增加，采用隔匝包及逐匝包，这些都是针对成型线圈采取的措施，见下表。 首匝最大过电压) 匝间绝缘结构型式 匝间绝缘 双边厚度 (试验电压 (V) 500玻璃丝包聚酯潦包线 0 5 500 双玻璃丝包线垫 0 17母垫条 0 6 1000玻璃丝包聚酯潦包线垫 0 17母垫条 0 67 800 双玻璃丝包线 181f半叠包一层 5438 粉云母带 O 7 1500玻璃丝包聚酪漆包线隔匝半叠包一层 5438 粉云母带 0 8 1000 双玻璃丝包线每匝半叠包一层 5438 粉云母带 1 0 2000层聚酪 (或聚豌亚胺 )薄膜绕包双玻璃丝线 0 526 1500 双玻璃丝包聚曲凛包线每匝半叠包一层粉云母带 1 1 22 异步电机在采用双层短节距绕组时，有一部分槽中的上、下层线圈不属于同一相，它们之间要承受相电压，所以要加层间绝缘，通称“中垫”。中垫及端部相与相间的绝缘均应按相间绝缘考虑。为了通用，相间绝缘可与槽绝缘选取同样的材质及规格，只是为了嵌线方便，它们只能用一层，槽绝缘中用于槽口处的补强绝缘可不要。若槽绝缘的主要部分 是两层，相间绝缘及中垫也要尽量用一层，宁可增加厚度。只在端部整形需要相间绝缘柔软时才选用两层。 端部相间绝缘可在线圈端部展开的形状尺寸上将每边各加宽 38时按嵌线时实测的端部相间绝缘尺寸对设计者最初给出的尺寸加以修正，或者下料时进行“套裁”，都能达到节约材料的目的。相间绝缘要与层间绝缘相搭接。 对于包好主绝缘的成型线圈，不需再加相间绝缘：中垫也失去绝缘的意义，主要是使上下层线圈有一定间距，在端部产生空隙，利于通风散热。此外，还借助于变换中垫厚度，调整不同规格线圈在槽部的高 度差，以保持大致相同的嵌线间隙。成型线圈的中垫厚度为 14 为将铁心中因涡流产生的损耗降至最小，在铁心装配前要对冲片进行绝缘处理。对于异步电机，硅钢片上的绝缘层主要依靠附在其上的漆膜或氧化膜。漆膜的单面厚约为 0 015心的装压系数为 0 92 0 94，氧化膜的单面厚约为 0 008 0 013压系数为 0 94 0 96。 漆膜有两种：一种是硅钢片出厂时已涂好的；一种是电机厂自行涂敷的。 氧化膜则靠将冲片加热到 550 600后通入空气与蒸汽的混 合物使其表面氧化形成的。它的成分是 随冲片轭部尺寸的增加氧化效果也要逐渐降低，故在较大的 2、 4极电机中用得较少。但由于氧化处理的铁心装压系数高，加热时又能消除冲片在冲制时产生的内应力，使它具有提高硅钢片利用率及降低铁损耗的优点，近年来通过改进氧化时工艺方法而被逐步扩大了应用范围。 23 绕组及铁心是电机的核心部分，也是电机中需要兼顾电磁、机械两项性能的部件，对电机的性能、质量均起着重要作用。绕组及铁心的设计包括电磁设计、绝缘处理及机械固定三个部分。 运行时，绕组要承受来自电磁、机械方面的力，特别是在起动时，要产生很大的电磁力。若两根长度均为 l(m)彼此平行的导线均通有 I(A)的电流，当它们之间中心距为 相互间的作用力 (当电流方向相同，为相互吸引；否则，相互排斥 )为 )(10 72 Na 。 同时，还要在发热的状态下长期工作，因此要求绕组除了要有足够的电气强度 (即绝缘性能 )、热稳定性及耐潮、抗蚀性能外 (这些性能主要通过绝缘处理予以保证 )，还要有足够的机械强度。所以绕组的绑扎、固定很重要。 绕组 (1)散嵌绕组 散嵌绕组的端部是否需要绑扎取决于浸渍工艺、端部尺寸及电机的运行方式。若采用真空加压浸渍无溶剂漆，或者端部轴向长度较短，就不必绑扎。否则，若采用常压下浸渍有溶剂漆的工艺，且端部较长 (如较大容量的 2、 4极电机 )，或者是经常起动的电机，端部就应该用玻璃丝带或玻璃丝绳进行绑扎。 槽部靠槽楔紧固即可。当浸漆质量好，特别是采用真空加压浸渍无溶剂漆时，槽楔可以用压成“ ”形的 可以提高槽的利用率。 (2)成型绕组 成型绕组的端部务必绑扎牢固，线圈之间要用尺 寸合适的绝缘垫块垫好再绑扎。线圈喇叭口的外缘应该有玻璃钢一类的绝缘端箍，或包绝缘的金属端箍。对于大容量的电机，端箍要固定在绝缘支架上，支架则固定在定子压圈上。线圈与垫块、端箍均可用涤纶绳或涤纶带绑扎。端箍截面以圆形为好，根据电机的端