电机定子绕组谐波对压缩机启动性能的影响

第18卷第7期 肩♦f寶销
2 0 1 8 年 7 月REFRIGERATION AND AIR-CONDITIONING31-33
电机定子绕组谐波对压缩机启动性能的影响
龙芳
(珠海凌达压缩机有限公司％
摘要定速压缩机电机定子绕组谐波会对压缩机启动性能造成较大影响，本文对电机定子绕组谐波进行
分析，并模拟计算绕组谐波幅值，优化分布"通过计机定子绕组谐波幅值评估电机启动性
能的设计方法。

该方法可用于指导电机设计，弥补仅通过磁路计算启动力矩的不足，避免出现压缩机启动
不良现象。

关键词压缩机；定子绕组（皆波;启动
Effect of harmonic of motor stator winding on compressor's starting performance
Lon g Fang
(Zhuhai Landa Compressor C o.,Ltd.)
A B S T R A C T T h e harmonic of motor stator winding in the fixed frequency compressor has
great effect on the compressor’s starting performance.Through analyzing the harmonic of
motor stator winding and calculating the harmonic amplitude of stator winding,the wind­
ing distribution i s optimized,and one kind of design method for estimating compressor’s
starting performance through calculating the harmonic amplitude of stator winding i s pro­
posed.This method can guide the design of the m o t o r,cover the shortage of calculating
the starting m o m e n t by magnetic path,and avoid the poor starting of the compressor.
K E Y W O R D S compressor；stator winding；harmonic；starting
客户投诉某定速压缩机启动不良，经解剖分析，压缩机泵体零件及装配同轴度等未发现异常，表 压缩机电机慢转“爬行”，达不到额定转速，因此将原因归 压缩机电机启动过程力矩
不足。

定速压缩机电机一般为单相异步电容运转鼠笼 机（以下简称“电机”），笔者对电机中
的谐波进行分析发现，电机定 磁势谐波对机启动过程 ，并通过削弱定！
谐波幅值改善压缩机启 ，,
种通过计 谐波幅值评估电机启 的设计
方法，弥 通过磁路计算启动力矩的不足。

1电机中的谐波
根据电机 ，电机中的电磁转矩是由气隙
中的基波磁 感应的 相互作用而产生的。

实际上，气隙中除基波磁，还存在一
系谐波磁场，与基波磁场相同，定 的每个高次谐波磁场都与由它感应的转子电流相互作用而产生转矩，在某些场合这矩可能对电机的启动产生 ，例如不能启动或在速下“爬行”而 达到额定转速[1]。

根据 磁路计 的机 启力 矩
速为〇时的力矩，但压缩机启动过程 速由〇逐
差率为0.03〜0.06的额定转速的过程。

在此 速 过 程 机 谐 波 磁 产 生 的矩为负值，就会使 机的合 矩小于负
载阻力矩，造成压缩机启动失败。

因此 压缩 机的 启不良 机谐波 。

机气隙中产生 谐波的 主要有以下几种！
1) 定子绕组磁势在空间的分布不是正弦波,以及通过定 中的 不是正弦波。

一般后一种情况较少 。

2) 定、转子表面有齿、槽存在，不是平滑的。

收稿日期：2017-08-10,修回日期：2017-09-05
作者简介：龙芳，本科，工程师，主要从事制冷压缩机电机方面的研究。

•32,第！8卷
3)电机各部分磁路的饱和程度不均勻。

对于已定型的电机，定 磁势在空
间的分布不是正弦波是主要。

同时，谐波次
数 ，谐波的幅值越小，对磁势的 小。

此，在设计 ，尽量使定 磁势在空间
按照正弦波分布，削弱3次、5次和7次谐波的。

2正弦绕组
单相异步电机的定子绕组一般采用如图！（a)
所示的同心 ，绕组产生磁势，，过的电
相同，而每个线圈的匝数不相等，必 线
圈的安匝数不一样，即匝数的大小决定了磁势变
化的大小。

要求磁势按照余弦规律变化，如
图1(b)所示，离磁极中心a-a'的空间电角度《，在
a二〇处磁势最大，=90°处磁势为0,则绕组导体
根数(指 线圈分布在每槽内的导体数）的分布
该按照磁势的微分即正弦规律分布，即在a =
0处匝数为0,在a-90°处匝数最多。

为了 尽
量接近图中正弦分布的磁势，要求各线圈边（一个
线圈分为对称的 ）所在处的线圈安匝数与这
角度的正弦成正比[2]。

a
123456789101112
1
!—P J)
a’
(a)同心式绕组
图1
(b)正弦磁势分布
分布图
表1正弦绕组计算
绕组节距5-84-93-102-111-12
距离磁极中心槽数e 1.5 2.& 3 .5 4 .5 5 .5
e
a1a2a3a4a5
空间电角度a t二12.180
22.5。

37.5。

52.5。

67.5。

82.5。

每个空间电角度的正弦值sina,0.3830.6090.7930.9240.991
正弦 个线圈匝数占每极
总匝数的比值
= s in a/(s in a i + sin a2 +
sin a3 + sin a4 + s in a5)
0.1030 .1650.2140.250.268
同样，以D95E电机定子为例，其主绕组每极
总匝数Z-187匝，根据$1中的r
计 正弦分布下的每槽匝数。

实际D95E每
槽匝数与正弦分布的匝数对照见表2。

表2绕组每槽匝数
总匝数槽匝数9,
Z= 1871234 5 6789101112
D95E00105959 5959 59591000
正弦 丨
#'9
019314047 5050 474031190
差值01921-19-12-9-9-12-1921190
D95E绕组匝数实际分布曲线、正弦分布曲线
以及D95E匝数实际分布曲线与正弦分布曲
线之差得出的D95E谐波曲线见图2。

以启动不良的压缩机电机D95E为例，其极 对数力-1，定子槽数为24槽，设各线圈 离磁极中心的空间电角度分别为a!，a3，a4和 a5，如 图1(b)所示，如果要 匝数按照正弦规律分布，则需要按照$1计 正弦 个线圈匝数总匝数的比值，再按照这个占比分布每槽 匝数 。

3非正弦绕组的谐波及其对启动性能的影响考虑 系数以及定 槽型、材料利用率、各部磁密、槽满率的限制等，定 般全正弦分布，因此有必要评估非正弦I
磁 谐波对 机启 的。

从图2可以看出，D95E电机的绕组谐波分量中 主要以3次谐波为主。

以3次谐波 ，对极对数汐-1的两极电机，当电源频率为A-60 H z时，基
波磁场转速〜二60 X—二60X7二3 600 r/m i n，基
(1
波磁场产生的电磁转矩为图3中曲线1，次谐波磁
场以?73二60.：31二60.3二1 200 />5的转速顺
着基波磁场旋转，这时3次谐波产生的电磁转矩为 图3中曲线3,其中以方 基波磁 相同的转矩为正，反之为负）]。

当电机转速时，3
次
第#期龙芳：电机定子绕组谐波对压缩机启动性能的影响•33,
谐波转矩为正值，当电机转速时，3次谐波转
矩为负值，基波电磁转矩与3次谐波转矩的合成转矩曲线2在1 = 了 - 1 200 r/min处开始小于基波磁
3
场转矩，并在比1-1!稍大处达到最小值，造成合成
3
转矩曲线2有明显的下凹。

当下凹后的转矩小于负 载阻力矩曲线4 机将“掉人凹坑中”，并在此转
速下反复“爬行”无法达到额定转速，造成启动失败。

同理，5次谐波合成转矩在1-^处开始下凹。

5
通过以上分析，D95E电机的绕组磁势3次和 5次谐波产生的 矩使 机的合 矩小负载 力矩 压缩机启 失败的 。

4电机的绕组分布优化方法
以上分析可知，为避免启动失败，要尽量削 弱电机定 磁势谐波的，但如何量化没具体的方法。

笔者 量化，提出了 简便的计算方
:以定子槽数 坐标，以每个线圈匝数篆总匝数比值（兄）为纵坐标，绘制兄的线，并 对曲线直接进行F F T(fast Fourier transform,快 速傅里叶变换）分解，读取F F T分 谐波的幅值，以对比 分布磁势谐波分量的大小。

以此方法，对D95E电机 分布在总匝数不变的前 进行优化，优化前 槽 匝数及匝数分布占比见表3(为读取方便，在表中占比表
9
示为兄x180 - f x180,即放大180倍）。

优化前后占比对比见图4,曲线的F F T分 的3次和5次谐波幅值对比见表4,可以看出，优化后绕 磁势3次和5次谐波幅值降低，特别是5次谐 波，从优化前的11.4降 3.0,降 。

表3每槽绕组匝数占比
每槽绕组匝数占比
槽号
123456789101112
优化前每槽匝数Ni00105959595959591000匝数分布占比009.62656.7956.7956 .7956 .7956.7956.799.62600
优化后每槽匝数N,0102140585858584021100匝数分布 比09.62620.2138.555.8355 .8355 .8355.8338.520.219.6260
表4每槽绕组匝数占比曲线FFT分解
FFT分谐波值35
化前14 .511 .4
化10 .2 3 .0
实际测试优化前后D95E电机转速-转矩曲线 对比 图5"以看 "化前 机 5 谐波和 3次谐波分别在720 /m i n和1 200 /m i n开始有不
图5优化前后D95E实测转速-转矩曲线
同程度的“下凹”，特别是3次谐波使得电机转矩曲 线产生较大凹陷（尤化后电机 3次谐波 改善，电机转矩在1 250!1 500 r/m i n范 的最低 点由优化前的0.4 N •m左右上升到1.1 N •m左
(下转第45
页）
第7期郑小郴：家用空调器室内机面板卡扣装配方式分析•45 •
则在跌落过程中，该处容易断裂；若太大，容易产生 缩水现象。

因此该 该设计在:大端取2.3!
4 m m,根部加强筋料 端应小于基础面板料厚
的一半，一般大端应设计在1!!2m m。

面板体 弹性卡 长若太大，会造成强度不够，面板双边弹性卡扣会轻松地从面
板体中被 ；若太小，则弹性不足，面板 弹
性卡扣难以卡人面板体中。

故N值的设计范围应
为10.0〜12$ m m。

卡扣厚度d取！6〜！9 m m。

c取2.5!3.0m m。

面板双边弹性卡扣的尺寸办
取4.5!5.6 m m,面板体双边弹性卡扣尺寸g取 3.3〜4.3 m m,且保证办—茗为！2 m m± 1m m。

面板体卡扣与面板卡扣配合间隙在0!0.15 m m范 ，且卡扣的导向斜面 滑，导向斜面上不应
分型线。

卡扣断裂问题的出现主要在于卡扣筋角料厚的设计不合理，导致料厚过薄，强度过弱。

为防止 此类 的出现，在卡扣配合设计上应遵循如下基本原则：卡扣主体料厚为！8!2.0m m,两边各 增加2!3根加强筋，加强筋根部可导圆角0.3 m m 强稳定性，以落 过程不会断裂。

面 面时，卡扣根 适当减以防止产品缩 不良 。

对于卡扣的局 通常为根部，即在卡扣根部
2 m m以下的位置使料厚减为09!!2m m即可。

4结束语
家 机的装配卡扣各式各样，笔者只分析了消费者最常接 的面板与面板体间的2 卡扣。

在实际设计工作中，装配卡 ‘以不拘束 。

对不同的工况进行不同的
结构、材料的设计，站在成本、工厂、消费者的角度 去设计，做到精益设计。

参考文献
王振明.小家电塑料件单向加强筋的设计[J].家用电
器科技，1996(6) :8.
(上接第33页）
右，而优化后电机绕组5次谐波的影响基本消除，计 谐波幅值的改善趋 致。

将优化前后D95E电机 压缩机进行启动试验（环境温度55 °C，132 V/60 H z，要求压缩机运行压力>2.0M P a),结果见表5,
压缩机启 。

，电机优化
5压缩机启动试验对比
实测压力判定
优化前17 M P a NG
化 2.13 M P a OK
5结论
机定子绕组磁势谐波会对压缩机电机启动
"通过对定 谐波分析"模拟计 谐波幅值，优化绕组分布，改善绕谐波对启 的 。

在 际 中"通过计 将定 谐波幅值量化，预估绕组分布是否合理，方法简单可行，从而指导电机设计，弥补仅通过磁路计算启动力矩的不足，避免 启动不良的电机设计。

参考文献
)]许实章.电机学[M].北京：机械工业出版社，1990: 118-120.
[]李隆年，朱东起，胡元德.单相电机原理与设计[M].
北京：清华大学出版社，
1984:21-22,137138.。