TWI481182B

TWI481182B - 多相電馬達及其製造方法

Info

Publication number: TWI481182B
Application number: TW101135667A
Authority: TW
Inventors: Sergei Kolomeitsev
Original assignee: Revolution Moto Technology Llc
Priority date: 2011-09-28
Filing date: 2012-09-27
Publication date: 2015-04-11
Also published as: TW201330484A; CA2850342A1; WO2013048932A2; CN103843234A; CN103843234B; WO2013048932A3; US8093857B1; BR112014007269A2; MX2014003806A; US20130076189A1; US8773062B2

Description

多相電馬達及其製造方法

本發明係關於多相電感應機器、馬達及發電機。更特定言之，本發明係關於一種感應馬達或發電機，其可於寬負載範圍以極高的功率因數操作，而不會犧牲(諸如)效率及轉矩之重要馬達特性，同時甚至可改良該等特性中之一些特性。

三相AC感應馬達為工業應用中所用之主要馬達類型。感應馬達消耗全世界發電量之30%至40%，而在某些已開發國家高達70%。因為感應馬達用途廣泛，故需強力調節其能耗參數。該等參數中之一些參數係藉由特定標準進行控制。例如，藉由EPACT 92及EISA 2007-MG1 Premium標準適當地了解、論述及控制馬達效率。

另一重要臨界能耗參數為功率因數(「PF」)。PF定義為所消耗實際功率量(單位為kW)對負載所消耗之視在功率量(單位為KVA)之比值。效率及PF之組合可界定馬達在其運轉並產生特定軸功率時所牽引之電流量。儘管感應馬達在大多數電力公用事業系統中為無功功率需求的主要製造者(該無功功率係以無功千伏安(「kVAR」)單位測得)，然感應馬達之PF尚未受美國聯邦標準所管理。大多數(若非全部)電力公用事業系統之最重要的無功功率需求(單位為kVAR)來源極大程度上藉由具有不良PF之感應馬達產生。若消費者對無功功率之需求超出特定臨限值，許多公共事業會對工業消費者或類似消費者收取罰款。許多該等電力公用事業懲罰PF小於.95至.85之馬達之操作者。

使感應馬達之PF保持盡可能高之另一動機係無功功率對傳輸及分配線損耗的影響。該等損耗與總電流之平方函數成比例，與PF成反比。公共事業可容許其客戶之最小臨限PF通常由公共事業設定。最小臨限PF值可隨不同公共事業而不同，且隨負載及一天之時數而變。

典型之最小臨限PF為.95。然而，如表1中所顯示，感應馬達之典型PF明顯低於.95。表1源自於網站The Engineering Toolbox及標題為「三相電馬達之PF」(「PF for a Three Phase Electrical Motor」)，可在http：//www.engineeringtoolbox.com/power-factor-electrical-motor-d_654.html取得。由表1可見，PF隨馬達負載而變，及大多數情況下，當馬達低於其滿負載參數下使用時，現代感應馬達之PF減小。此外，大多數感應馬達於小於滿負載下操作。

目前，最常見的PF校正法係在大型工廠之入口點或公用事業公司(utility company)之所需位置利用電容器組設備。電源變壓器與感應馬達間之電纜攜帶無功功率。該等電纜之無功功率與所給定感應馬達之PF成反比地令一電纜的損耗增加。例如，80% PF意指相較於單位PF下電纜損耗高了44%。相較於馬達自身損耗而言該等電纜損耗極為明顯，因此，就總體能量節約而言，改良馬達PF係非常重要的。因此，重點係不僅僅要考量馬達自身效率，而且還應考量包括電纜損耗之總系統效率。因此該文件中系統效率定義為馬達輸出功率除以馬達輸入功率加電纜損耗之總和。

圖1a及圖1b中根據陰影箭頭可見，圖1a及圖1b所示兩實例中所消耗之有效功率或有功功率相同。為了校正所顯示馬達之PF，可增加局部電容器作為補償。增加該電容器可使圖1b中之系統提供更多的有功功率。

藉由局部電容器提供無功功率給馬達之方法具有若干問題，該等問題包括：1)自與馬達直接連接之電容器之瞬時電流可致使馬達保護裝置跳閘，尤其係因為補償馬達之滿負載設定相對馬達為非補償式之情況減小。2)安全危害可起因於感應馬達緊接於馬達去能之後即以中等至高慣性負載之自激發(需要另一繼電器開關來避免該等問題)。3)直接連接至主電力線之電容器可增多諧波失真問題，因為高頻諧波之電容器阻抗低於基頻諧波之電容器阻抗及諧波問題通常與整流器或變速驅動器有關。為了解決該問題，可能需要昂貴濾波器來修正該等問題。4)PF變化(尤其隨不斷改變之馬達負載)導致需要持續監測及調整藉由電容器所提供之kVAR。提供該監測及調整之此類型設備極為昂貴。5)於局部電容器失效之事件中可能存在接地短路。此類型短路可致使安裝在公用事業應用或諸如圖2所示者之局部應用中之電容器組災難性失效。

此外，隨著大多數工業馬達變得越來越具效率，馬達之PF校正變得更具關鍵性。新穎超高效率馬達通常具有比逐漸被取代之具較低效率之相同尺寸馬達(馬力(horsepower))低的PF。若這種趨勢不加以解決則會導致不想要的結果，包括總系統效率較低。另外，由於攜載具有低PF之馬達所需要之增加電流量而必須增加工廠電纜尺寸，可能需要增加較多的資金。

一些發明家宣稱已利用於定子中具有雙繞組之馬達設計來解決低PF及馬達效率之缺點。該技術之第一組實例之一為Wanlass之美國專利案第4,446,416號，在1984年5月1日核准，其標題為「Polyphase Electric Machine Having Controlled Magnetic Flux Density」。Wanlass提出藉由維持定子中之磁通量密度，可克服有關效率及PF之前述缺點。Wanlass揭示一種具有主繞組及額外控制繞組之定子鐵芯。於單相應用中，主繞組以串聯方式與電容器連接且以並聯方式與控制繞組連接。此點意指該等控制繞組與電源直接連接及該等主繞組及電容器係與該等控制繞組並聯連接。

更特定言之，於多相實例中，Wanlass教示一種主定子繞組，其纏繞在磁鐵芯上且包括複數個主繞組及控制繞組。各繞組表示多相系統之單相。電容器以串聯方式連接至該等主繞組中之各者及用以減低對馬達無功功率之需求。Wanlass宣稱在多相機器中藉由控制具有繞組之定子鐵芯的通量密度從而最佳化通量密度。

所揭示實施例係有關於Wanlass之控制繞組及主繞組之相互疊加以及該等實施例之所得PF及效率。另外，Wanlass '416專利案提供有關馬達負載之繞組之功率的資料。功率定義為在不考慮馬達之鐵芯損耗及機械損耗下於該馬達之終端之特定繞組的電功率。'416專利案中提供具有與各主繞組以串聯方式安裝之10 μF電容器之1 hp，230伏3相電馬達之一實例。根據Wanlass'專利案第10欄，第5-32行之數據繪製下表2。

就該等結果中之各種結果而言，馬達之PF在0.90及0.97之間改變。

表2顯示在「主」及「控制」繞組之間之功率-平衡不適當下，該等繞組中之一者充作馬達的內部制動器。一些實例中，為直接連接至電源之繞組之「控制」繞組之功率為負值。'416專利案將該情況稱之為「控制」繞組發電，然而，若在電機中之繞組其馬達操作係「發電」時，此點實際上意指該繞組充作內部制動器。若繞組充作內部制動器，如表2所示結果之控制繞組充作內部制動器般，此意指其他繞組相較必要時工作更多且產生額外損耗同時傳送過多的功率。當一繞組傳送太多功率及另一者充作制動器時，此明確言之並非最佳功率平衡及此說明Wanlass設計馬達效率受影響之原因。

先前公開案及實際物理測試指出輕負載下Wanlass設計相對標準機器效率減小2至4%，且在滿負載下效率沒有增加或增加很小。(第65頁，Baghzous及Cox 1992，及吾人之FEA分析)。此外，Wanlass於其專利案中之評論顯示其設計具有次優功率平衡及明顯的制動效應(第10欄，第5-32行)。其他專家已於Umans與Hess(1983)之論文論述段落中達成類似結論，例如第2923頁中之圖F3。

另外，據稱可改良Wanlass所揭示之纏繞之具有雙繞組之馬達的另一設計為「Unity Plus」纏繞法。該「Unity Plus」纏繞法由Gary D描述為美國專利案第4,808,868('868)號之實施例中之一者。Roberts在專利案中稱之為浮動準諧振概念，然而在公開案中該方法幾乎總是被稱為「Unity Plus」法。於'868專利案中之其他實施例為「準雙諧振電路」及整篇文件中吾人稱其為Roberts。Unity Plus 纏繞法包括兩種繞組，此兩者均放置在相同的定子槽中。定子槽中第一繞組與電源連接及位於未連接至電源之第二繞組之上。電容器以外部方式安裝至馬達及係與第二繞組並聯連接。

儘管彼等提倡Unity Plus纏繞法作為提高馬達效率方法者已制定出技術方案，不止一位作者已注意到該等技術方案似乎存在可疑之處。Donald Zipse於其標題為「Unity Plus Motor Winding Method Advantages and Disadvantages」之論文中聲明「藉由Unity Plus法所提供之一些資料指明效率大於100%，於此時間點時，物理科學尚未達成永恆運動機器。由此可推測資料係不正確的」(第118頁，Zipse 1990)。Zipse亦闡述Wanlass纏繞設計如何地不滿足其所宣稱之效率改良及該Unity Plus纏繞法於1980年代出現以彌補該缺失。Zipse聲明主張Unity Plus纏繞法以提供相較Wanlass纏繞法更高之效率，其接近於單位PF，及尤其具有相較Wanlass纏繞更高的啟動及制動轉矩。

Zipse發現Unity Plus纏繞法的確改良PF，主要係因為增加了具有馬達繞組之電容器。儘管該PF改良，Zipse清楚指出PF更高並不同等於效率更高。此外，Zipse提供以製造商報告：「利用Unity Plus纏繞法進行再纏繞之馬達實際上具有相較原馬達更低之效率」為基礎之實例。此外，如Zipse論文中所引用，在一些機器中Unity Plus及Wanlass所用之銅線量增加高達59%。

另外，於Y.Baghzouz與M.D.Cox之論文「Efficiency of Dual Winding Induction Motors With Integral Capacitors」中，將標準電馬達與已根據Unity Plus纏繞法(於該論文中可互換使用Unity Plus及Roberts)及Wanlass設計再纏繞之馬達作比較。Baghzouz與Cox最終得出Unity Plus設計並沒有提高效率而優於標準馬達之結論。實際上，證實馬達於其全操作範圍內效率更差。彼等發現即使電容器尺寸就特定負載而言最佳化此點亦係真實的。此外，Baghzouz與Cox發現Unity Plus法設計及Wanlass設計兩者均可達成近單位PF。彼等認為此點僅可藉由在不影響馬達性能下在定子終端之處增加分路電容器達成。此外，先前公開案及於該等公開案中所進行之測試指明輕負載下Wanlass設計相較於標準機器效率減小2至4%，且在滿負載下效率沒有增加或增加很小。

此外，核發給Gerald Goche之美國專利案第7,034,426號('426專利案)及第7,227,288號('288專利案)中教示另一種雙繞組馬達設計。該等'426及'288專利案闡述類似的馬達。'426專利案揭示一種電馬達，其為單相或多相(至少三相)，且具有至少兩個極。電馬達亦包括主繞組及藉由至少一個電容器饋送之額外或去飽和繞組。各額外繞組藉由電容器以相較個別主繞組各者不同之相角及不同之場方向饋送。此外，用於主繞組及額外繞組各者之線之總截面積為預定比。該比率就主繞組而言為約三分之二及就額外繞組而言為三分之一。

'288專利案教示電馬達具有藉由不同尺寸導體纏繞之主繞組及額外繞組。用以形成主繞組之第一導體具有大於用以形成額外繞組之導體之尺寸。額外繞組之匝數至少等於主繞組之匝數的一半。額外繞組之匝數可等於但不大於主繞組之匝數。

該等申請案宣稱同時改良馬達於全負載範圍內之PF及馬達之效率。'288專利案敘述其係教示一種會致使馬達之啟動及操作電流跨所有負載大幅減小之馬達。儘管該等技術方案，測試結果顯示以'288專利案中所述方式組態之馬達不滿足該等所主張目標。如下所述，Goche設計馬達顯示其額定負載之100%時馬達效率減小及此可導致明顯的過熱及過早失效。

此外，於'288專利案中，Goche闡述額外繞組及主繞組之間相互作用而產生令人不想要的內部制動，類似於吾人在上文參照Wanlass設計所闡述者，「該等第一及第二電位線係以與該等第一及第二主繞組並聯之關係而電連接的。該等第一及第二額外繞組分別產生方向相對該等第一及第二主繞組之場相反之場」。根據該概述，額外繞組功率之方向與主繞組相反，因此該等繞組中之一者的功率為負值。然而實際上，Wanlass繞組之功率僅在輕負載時產生制動作用，如上所述，於滿負載時，Goche輔助繞組發電，或功率為負值。

由上可見，Goche及Roberts均無法證實一組繞組之功率相較於雙繞組馬達中兩組繞組總體功率之間之關係。Wanlass的確提供雙繞組機器中一繞組發電之實例，然而 Wanlass並沒有注意到該發電對馬達特性之負作用。此外，Wanlass於'416專利案中之述評顯示發電對馬達效率所產生的制動作用明顯。如Umans與Hess之以上所提及論文中所論述，得到類似的結論。因此，需要感應馬達設計，該感應馬達設計藉由使kVAR要求減至最低以減低馬達電纜損耗，此係利用相較標準馬達設計在輕及重負載二者中均具有高PF，效率及轉矩特性無犧牲甚至改良而達成。

本發明揭示一種多相電馬達，該多相電馬達包括轉子、具有複數個槽之定子、安裝在該定子之此複數個槽中之複數個主繞組、與可用交流電源之選擇相對應之此複數個主繞組中之第一主繞組、安裝在該定子之此複數個槽中之複數個輔助繞組及亦與可用交流電源之選擇相對應之此複數個輔助繞組中之第一輔助繞組。

另外，此複數個輔助繞組藉由複數個電容器連接至多相電馬達之馬達終端及此複數個輔助繞組及該等對應電容器係與此複數個主繞組並聯連接。選擇相之該第一主繞組及選擇相之該第一輔助繞組之偏移量為約60至約120電度。

此外，電容器及繞組經尺寸調整及組態，使得此複數個主繞組之功率為該多相電馬達在100%之滿載額定值時之多相電馬達總功率之至少75%及此複數個主繞組之功率於滿載額定值之25%時可啟動馬達。

於一較佳實施例中，選擇相之該第一主繞組及選擇相之該第一輔助繞組之偏移量為約90電度。

於另一較佳實施例中，選擇相之該第一主繞組及選擇相之該第一輔助繞組之偏移量為約80至約100電度。

於另一實施例中，多相電馬達具有具有電流從而產生第一、第二、第三及第四旋轉磁動勢(Magnetomotive Force，「MMF」)之此複數個主繞組各者及此複數個輔助繞組各者。第一MMF藉由基頻電流流動於該等主繞組中而產生，第二MMF藉由基頻電流流動於該等輔助繞組中而產生，第三MMF藉由該等主繞組中流動之基頻電流與該等輔助繞組中流動之基頻電流之間之相互作用而產生，及第四MMF藉由該等主繞組中流動之第三諧頻電流與該等輔助繞組中流動之第三諧頻電流之間之相互作用而產生。另外，該等第一、第二、第三及第四MMF皆以同一方向旋轉。

於又一實施例中，多相電馬達為三相電馬達及定子具有72個槽。此複數個輔助繞組中各者之偏移量為9個槽，相對於相關聯主繞組呈約90電度。

於又一實施例中，多相電馬達為三相電馬達及定子具有48個槽。此複數個輔助繞組中各者之偏移量為6個槽，相對於相關聯主繞組呈約90電度。

於另一實施例中，定子槽中此複數個主繞組相較此複數個輔助繞組而言安裝在更靠近定子之護鐵之處。

於又一實施例中，定子槽中此複數個輔助繞組相較此複數個主繞組而言安裝在更靠近定子之護鐵之處。

於另一實施例中，電馬達進一步包括與可使電馬達發電之轉子連接之機械輸入裝置。

於又一實施例中，此複數個主繞組及此複數個輔助繞組經尺寸調整及組態，以致在將多相電馬達連接至可用交流電源時，該多相電馬達以順時針方向旋轉。

於又一實施例中，此複數個主繞組及此複數個輔助繞組經尺寸調整及組態，以致在將多相電馬達連接至可用交流電源時，該多相電馬達以逆時針方向旋轉。

本文進一步揭示一種製造多相電馬達之方法。該方法包括將複數個主繞組配置於定子之複數個槽中，將複數個輔助繞組配置於定子之複數個槽中，安裝複數個電容器以致此複數個輔助繞組藉由此複數個電容器連接至該多相電馬達之馬達終端，以及與此複數個主繞組並聯地來安裝此複數個輔助繞組及該等對應電容器。

此外，此複數個主繞組中之第一主繞組與多相電馬達之選擇相引線對應及此複數個輔助繞組中之第一輔助繞組與選擇相引線對應，及該第一主繞組及該第一輔助繞組之偏移量為約80至約100電度。另外，電容器及繞組經尺寸調整及組態，使得此複數個主繞組之功率為該多相電馬達在100%之滿載額定值時之多相電馬達總功率之至少75%及此複數個主繞組之功率於滿載額定值之25%時可啟動馬達。

依據特定之本發明較佳實施例之以下論述可明瞭本發明之其他細節、目標及優點。

附圖中示出本發明電馬達之一些較佳實施例。

根據圖3至圖8，該多相電馬達1包括一轉子3、具有複數個槽7之一定子5、安裝在該等槽7中之複數個主繞組9及亦安裝在該等槽7中之複數個輔助繞組11。各輔助繞組11基於多相交流電源之選擇相與主繞組9相關聯。此意指輔助繞組及相關聯主繞組將具有相同相。因此，如圖5至圖8中之圖式所示，電容器13係置於電源供應線且與此複數個輔助繞組11連接。更特定言之，此複數個輔助繞組11藉由該等電容器13連接至馬達終端，及該等輔助繞組11及該等對應電容器13係與該等主繞組9並聯連接。

於一些實施例中，繞組9、11安裝在該定子5周圍，以致此複數個主繞組9以與此複數個輔助繞組11相同的方向纏繞於該定子5周圍及該等主繞組各者之匝數與該等輔助繞組之匝數相同。

另外，各輔助繞組11安裝在該定子5之該等槽7中，以致選擇相之各輔助繞組11可具有於相同選擇相之相關聯主繞組9之60至120電度的相移。為了達成最佳結果，各輔助繞組可具有相對於各相關聯主繞組之80至100或特定言之90電度之偏移。

儘管本文已說明偏移量為60至120、80至100及90電度，然熟習此項技藝者應注意到不可能每次獲得該等準確角度。製造公差及尤其建構材料可導致電度之偏移改變約1至2電度。因此，應明瞭該等數值為目標值及60至120、80至100或90電度之偏移實際上為約60至約120、約80至約100或約90電度。

此外，為了達成關於PF及效率之最佳結果，此複數個主繞組11之功率可為該電馬達1在馬達滿載額定值時之功率之至少75%。另外，此複數個主繞組之功率在馬達滿載額定值之25%時呈馬達啟動模式。馬達啟動模式以正功率指示及此係繞組將電能轉化為機械能之時。此與為繞組將機械能轉化為電能時之發電模式相反。

該電馬達1可具有可選數量之極及極對，及相應之可選數量之相。該電馬達1之實例示於圖5至圖8中，就該等主繞組9而言具有三相，A、B及C，及就該等輔助繞組11而言具有三對應相，A'、B'及C'。另外，該等主繞組9之至少一個相可與該等輔助繞組11之至少一個相共延伸地安裝於槽中。

除了由該等主繞組及輔助繞組產生之旋轉場外，該等主繞組及輔助繞組之各相疊加60至120電度，產生三種基頻兩相馬達類型相互作用從而改良電馬達之總體功率轉化效率。就△-△馬達接法而言，該等主繞組及輔助繞組之第三諧波或所謂的零序循環電流亦形成準兩相馬達能量收斂。於Y-Y馬達接法中，不存在該第三諧波。

於圖3至圖8所示該電馬達1之實例中，三種基頻電流兩相馬達類型相互作用分別發生在A與A'、B與B'及C與C'主及輔助相繞組之間。另外，就△馬達連接而言，該等主繞組及輔助繞組之第三諧波或所謂的零序循環電流亦形成準兩相馬達能量收斂。基頻及第三諧波之磁通量疊加，產生有利的磁場分佈可因此增進馬達轉矩能力及減低鐵芯損耗。此種增加之轉矩效應為本發明電馬達設計之獨特及固有優點。然而，在Y接法中不存在該第三諧波。亦應注意到當Wanless所揭示之電容器繞組或「主繞組」以△組態連接時，電容器之高阻抗大大地減弱上文所述之第三諧波。

該等主繞組及輔助繞組中之電流流動產生旋轉磁動勢(「MMF」)。第一MMF藉由基頻電流流動於主繞組中而產生，第二MMF藉由基頻電流流動於輔助繞組中而產生，第三MMF藉由該等主繞組中流動之基頻電流與該等輔助繞組中流動之基頻電流之間之相互作用而產生，及第四MMF藉由該等主繞組中流動之第三諧頻電流與該等輔助繞組中流動之第三諧頻電流之間之相互作用而產生。該等第一、第二、第三及第四MMF皆以同一方向旋轉。

依圖5至圖8所示來安裝電容器13之一優點為若電容器失效，在電容器組可能失效期間不會發生接地短路。此避免了此類型之可在安裝於公用事業應用或局部安裝應用(諸如圖2中所示者)中之電容器組短路時發生之災難性失效。

此外，選擇電容值，以藉由在滿負載時偏移主繞組之磁化電流來達成接近單位PF。通常於電馬達中，較大數目之極相等於較高的磁化電流及磁化電流與許多機械參數(諸如鐵芯飽和度、氣隙長度等)成函數關係。此意指電容器尺寸將依據該等參數而最優化。此外，將自標準馬達轉換成雙繞組馬達時用於估計電容器尺寸之公式如下：

其中V _L
-L 為單位為RMS之線電壓，I _標稱為馬達之名牌上標稱電流，PF 為標準馬達PF(在轉換成雙繞組馬達之前)，及f 表示供給馬達之電壓之頻率。

此外，主繞組及輔助繞組中之特定電容器尺寸及匝數為用於決定電馬達之系統效率及PF之重要參數。已知主繞組之功率及輔助繞組之功率至少部分係根據主繞組及輔助繞組中之特定電容器尺寸及匝數來決定的。因此，系統效率及PF取決於主及輔助繞組之功率。繞組功率及系統效率及PF間之關係最為簡單地係藉由將一組繞組(例如主繞組)之功率表示為電馬達總功率之百分比來說明。電馬達的系統效率及PF可表示為該百分比之函數。馬達之系統效率係定義為馬達輸出功率對馬達輸入功率與馬達電纜損耗之總和之比率。因此，系統效率為電馬達及所附接電纜之效率的量度。另外，馬達效率為基於馬達終端處電纜損耗除外之輸入功率計之電馬達效率之量度。

圖9及圖10展現尺寸不同之電容器對本發明電馬達之馬達系統效率及PF所具有的影響。於該實例中，50 hp四極電馬達具有90電度之主與輔助繞組間之偏移量。該等主及輔助繞組中之匝數保持恆定在13。

此外，表3a及3b顯示圖9及10之圖中所使用的數據點。P主(PMain)為主繞組之功率及P輔助(PAux)為輔助繞組之功率。系統效率計算中包括電纜參數，其模擬馬達於場中具有之連接且係根據最大壓降為3%之美國國家電工法規(National Electric Code，「NEC」)標準模擬。

由圖9可見，於100%馬達標稱或名牌上負載額定值時使電容器尺寸增加在50 μF至150 μF之間會導致P主在電馬達繞組中之總功率之90.7%至73.6%之間改變。另外，使電容器尺寸增加會導致馬達之PF增加，然而，馬達之系統效率提高到某一程度然後在電容器值大於100 μF時下降。此顯示主繞組之最佳輸出功率在其滿載額定值100%時之馬達總輸出功率之75%或以上。

圖10顯示於電馬達標稱負載之25%時主繞組功率(「P 主」)及系統效率及PF間之關係。P主一般在電容器值於50 μF至100 μF之間之間減小。然而，P主在電容器值大於100 μF時以陡速率減小。此外，系統效率一般而言係隨電容器尺寸增加而減小且PF大約在100 μF電容器時為峰值。

重點應注意在150 μF時，P主為負值。P主為負性的原因係因為輔助繞組產生比負載所需更多的輸出功率。基於此情況之原因係輔助繞組之功率因為電容器之高阻抗之故，隨著馬達軸負載改變而變化極小。因此，為了在輔助繞組功率超出馬達負載之情況下達到功率平衡，主繞組功率變為負值，或主繞組充作內部制動。此意指馬達之主繞組發電而非使馬達啟動。

在這一點上系統效率及PF低及因此該尺寸150 μF之電容器無助於達成高PF以及可接受系統效率之目標。因此於滿載額定值之25%時之最佳結果係在主繞組之功率為馬達繞組總功率之0%或以上時達成。應注意到本發明分析中使用25%負載額定值，因為根據IEEE 112b標準，25%測試為最輕協定測試負載。很少馬達可在小於25%負載額定值下操作。

另外，相關技藝中熟知如何改變輔助繞組中之匝數及電容器尺寸以在主繞組之終端之處產生特定功率。因此亦知如何製造輔助繞組及連接在電源及該等輔助繞組之間之對應電容器，其可提供為馬達總功率之特定百分比之功率。表4所提供之實例顯示可改變匝數以及電容器尺寸以使主繞組產生功率從而獲得理想的PF及效率。

在表4第一列所示之實例中，主繞組匝數與輔助繞組匝數相等，為13。主繞組之功率為馬達繞組總功率之85.7%及系統效率及PF分別為91.8%及.982。於表4下一實例中，輔助繞組匝數為15，同時主繞組匝數為13。電容器尺寸變為65 μF及主繞組產生與之前相似的功率，此時，為電馬達總功率之86.1%。因此，系統效率及PF分別與之前相同，為91.8%及.982。

本文並沒有提供使主繞組產生功率之繞組電容器尺寸及匝數之全範圍組合(其在100%馬達滿載額定值時為馬達繞組總功率之75%或以上，及在馬達滿載額定值之25%時可啟動馬達)，因為此屬於本技藝中之技術。

此外，馬達之旋轉方向藉由改變電馬達之特定連接而可最為有效地反轉。由於上文所述之兩相馬達類型相互作用，使馬達反向旋轉係藉由交換電源處之相引線同時反轉輔助繞組之所有引線或反轉主繞組之所有引線達成。

該原理出示於圖5至8中，其中所標示之點指示繞組各者之起點或磁極性。實例為如圖5及圖6間比較所示，使馬達反向旋轉可藉由交換三相電馬達中位於電源之處之兩個相以及輔助繞組之引線來實現。圖5及6中之實例展現△連接組態。圖5為使該電馬達1逆時針旋轉之△組態之一實例。三相主繞組及輔助繞組所產生磁場之旋轉方向處在與該等第一及第二兩相旋轉場相同的方向上。第一兩相場藉由主繞組及輔助繞組之對應相之間相互作用而產生及第二兩相場藉由呈主及輔助△連接循環之第三諧頻電流間相互作用而產生。類似地，圖7為提供該電馬達1之逆時針旋轉之Y組態之一實例。

圖6為使電馬達順時針旋轉之△組態之一實例。如圖6中所示，可交換馬達終端至電源引線的連接。電源引線C可替代R終端地連接至S馬達終端，電源引線B可替代S終端地連接至R馬達終端，及電源之電源引線A保持連接至T馬達終端。已反轉輔助繞組連接之所有起始及最終引線。C相輔助繞組之起始引線現已替代R馬達終端地連接至T馬達終端。B相輔助繞組之起始引線現已連接至R馬達終端，及A相輔助繞組之起始引線係連接至S馬達終端。類似地，圖8展現使電馬達順時針旋轉之Y組態之一實例。

亦必須改變輔助繞組之原因係兩相馬達類型相互作用或兩相轉矩分量係藉由對應主及輔助相之相對磁極性界定。當三相轉矩藉由交換馬達終端與電源之連接而反轉時，必須改變對應相之相對極性以反轉兩相轉矩分量之極性。

改變輔助繞組之極性為較佳，因為輔助繞組通常攜載較低電流及較輕規格引線。因此，雖然本發明准許藉由交換電源連接使馬達反向旋轉，但基於最佳結果而言應反轉輔助繞組連接之所有起始及最終引線。

為了形成含具有48個槽之定子之三相四極電馬達，表5a至5f提供用於繞組槽分佈之一實例。表5a及5b描述A相主繞組及輔助繞組之位置，表5c及5d描述B相主繞組及輔助繞組之位置，及表5e及5f描述C相主繞組及輔助繞組之位置。

此外，熟習相關技藝者明瞭如何地調適含具有72個槽或其他數目之槽之定子及各種極對之三相電馬達之該繞組槽分佈。另外，輔助繞組或主繞組中任一者可更靠近定子之護鐵。因此，輔助繞組可在將主繞組安裝於槽中之前或之後安裝於槽中。

此外，類似大多數電機，本發明之電馬達可包括與轉子連接之機械輸入裝置，其可使該電馬達產生電流。該機械輸入裝置可(例如)由軸件、齒輪或可傳力並致使轉子運轉之任何其他類型裝置組成。此可使本發明電馬達用於藉由諸如煤、天然氣之來源發電或依賴機械輸入至發電機之任何其他發電形式。

如表6中所例示說明，於一些槽-極組合中無法使該等主繞組及輔助繞組之間精確達成90電度偏移。例如，於具有含36個槽之定子之2極電馬達中，90電度為4.5個槽。於此種情況下，可使用該等主繞組及輔助繞組間4或5個槽之偏移。此等可組成在80及100電度之間之偏移。儘管該偏移並非90電度之最佳偏移，然因接近該最佳偏移故其等可達成該特定設計。

根據以上發明說明之電馬達可克服以往的發明家所致力之雙繞組設計的許多缺點。雖然有若干種先前已公開之設計達到近單位PF，但彼等皆不如標準設計AC感應馬達有效。彼等中之一些(例如Roberts設計)在額定及輕負載下均展現低於標準設計之效率。其它設計(例如Wanlass)在額定負載下展現與標準設計相當之效率，但是在減小之負載下較標準設計之效率明顯減低。此外，其它設計(例如Goche)則在輕負載下展現效率增加一些，而在滿負載下顯示效率顯著減低-此可導致馬達過早失效。

Wanlass及Goche設計之另一有害態樣為繞組終端處之電壓存在危險上升或自激發之可能性。此類似於針對藉由經與圖2所例示說明的習知感應馬達並聯連接之電容器進行傳統PF校正所闡述之自激發現象。圖11顯示體現Goche設計之馬達所展現之自激發電壓。由圖11可見，在馬達關閉時間t之後，存在相關聯之電壓增加。類似地，圖12顯示體現Wanlass設計之馬達所展現之自激發電壓。此可參見在經過劃定時間t後隨著時間增加而振幅增加。儘管圖12中所示與Wanlass設計相關聯之電壓增量不如Goche設計之電壓增量大，但仍呈現中等量的自激發。

由圖13可見，本發明之電馬達沒有產生Wanlass及Goche設計二者所展現之相同的自激發現象。雖然該自激發現象對維修人員而言可能會引起問題，然其亦對電容器產生應力。圖13顯示在電馬達關閉時間t之後，電壓增加不會超過電馬達在其運轉時所具有的電壓。此可參見在劃定時間t之後隨時間增加電壓振幅減小。

表7a及7b報告有限元素分析(「FEA」)將本發明實施例(100%及25%負載量分別由「D100」及「D25」表示)與以下比較之結果：標準電馬達(100%及25%負載量分別由「R100」及「R25」表示)、由'288專利案教示之電馬達 (100%及25%負載量分別由「G100」及「G25」表示)、Goche設計(由'416專利案教示之電馬達)、Wanlass設計(100%及25%負載量分別由「W100」及「W25」表示)，以及由'868專利案教示之電馬達(Roberts或Unity Plus設計，100%及25%負載量分別由「Rbrt100」及「Rbrt25」表示)。

FEA測試包括測量馬達輸入功率、馬達輸出功率、馬達電纜損耗、馬達效率、系統效率、PF、電流牽引、RPM、電容器電壓及馬達組件及馬達之總體損耗。FEA測試中之電纜根據最大壓降為3%之NEC標準模擬。此外，FEA測試在50馬力馬達之額定馬力的25%及100%時進行。

重點應注意到諸如其等由Umans、Zipse及Baghzouz與Cox所著之研究公開案皆將其結果建立在僅說明基本諧頻磁通量及電流之參數數學模型上。相比之下，吾人使用可說明通量、電流等之複合諧波量之暫態FEA式。此類型FEA測試提供更為特定及精確的資料以基準化不同馬達設計。另外，對體現本發明之電馬達進行物理測試，並與標準設計馬達作比較。

用於物理測試之標準電馬達為Baldor型號10F315X909X2。該相同型號馬達根據本發明參數再纏繞及將結果與標準電馬達作比較。該等物理測試證實FEA測試之結果。該等FEA測試結果顯示Wanlass設計、Goche設計及Roberts設計之表現不如本發明之電馬達好。相較於不具有雙繞組之標準電馬達設計，該等Wanlass、Goche及 Roberts設計具有許多缺點。

於FEA測試中，在所有設計中提供相同數量的銅線。最佳化用於各設計之電容器以達成近單位PF。本發明馬達及Goche每線使用一個75 μF電容器，Wanlass設計如Wanlass所述每個主相使用一個100 μF電容器，及Roberts設計每相使用一個150 μF電容器。

於Wanlass設計中，電容器呈△連接狀態，然而，於Goche設計及本發明中，如圖5至8所示，電容器以串聯方式與輔助繞組連接。於Roberts設計中，電容器係與第二繞組並聯連接，該第二繞組接著與第一繞組串聯連接。

於FEA分析中，下表7a及7b中之結果(所產生功率或輸出功率)已跨馬達設計之範圍修正至37,285 W(或50 hp)，以提供針對效率之簡單比較。

於100%額定值(表7a)時，相較於Wanlass設計之91.1%、Goche設計之90.0%、Roberts設計之89.7%及標準馬達之91.1%，本發明之馬達獲得91.8%之系統效率。於25%額定時，相較於Wanlass設計之83.8%、Goche設計之88.1%、Roberts設計之85.3%及標準馬達之87.5%，本發明之馬達獲得88.7%之系統效率。

表7a及7b亦顯示本發明、標準設計電馬達及其他雙繞組馬達間電纜損耗之顯著差異。本發明電馬達減低電纜損耗並於100%滿載額定值時使系統效率優於標準設計電馬達提高.71%及於滿載額定值之25%時提高1.23%。此等係因為本發明之馬達損耗不是匹配就是低於標準設計電馬達之馬達損耗。此外，Wanlass、Goche及Roberts設計沒有獲得高PF及減小之電纜損耗之所有優點，因為其設計具有較高的馬達損耗。

此外，表7c繪示本發明(D)優於標準馬達(R)、Wanlass設計(W)、Goche設計(G)及Roberts設計(Rbrt)之功率節省(單位為瓦特)。例如，表7c中之第一鍵入值-316意指本發明馬達需要比標準馬達少316瓦特的輸入功率以產生相同功率輸出。

此外，自以上在表7a、7b中之結果可見，體現Goche設計之馬達於跨所有負載範圍內無法達成近單位PF，甚至於低負載下產生超前PF。Goche設計就全負載範圍而言亦在馬達組件且整個馬達中產生較大損耗。

此外，Goche設計電容器電壓明顯高於本發明之電容器電壓及Goche設計電容器在其斷電時甚至產生更高的電壓(參見圖11)。此使得跨電容器的電壓遠高於機器之額定電壓。通常，電壓較高之電容器明顯較昂貴。

如同其他的設計比較，本發明優於Roberts設計之所得效率增益例示說明於表7a至7c中。本發明優於Roberts之能量節省及效率增益於100%滿載額定值下為950 W及2.1%，及於滿載額定值之25%下為421 W及3.4%。

此外，應注意到根據FEA結果，Goche及Roberts設計無法維持與標準、Wanlass及本發明設計類似之服務係數(Service Factor，「SF」)。於100%負載下Goche設計之馬達損耗比其他設計高出約33%，同時Roberts設計之損耗甚至更高。典型電馬達之SF為1.25。通常馬達損耗相對滿負載增加了50%以達成1.25過載。其意指滿負載時Goche設計之馬達損耗相對標準機器為200%。因此，Goche及Roberts於標準條件下極有可能遭遇馬達過熱問題。

本發明之獨特性質之一為繞組功率平衡最佳化與馬達旋轉方向呈函數關係。下表8展現在不恰當應用功率平衡規則時若干種主要馬達特性之定量差異。

表8顯示在交換電源之相引線及不改變主繞組及輔助繞組之連接時之情況。此情況為若引線不恰當連接則可呈現之次優連接。

本發明馬達分別針對100%及25%負載標記為D100Ni及D25Ni。類似地，Wanlass設計分別針對100%及25%負載標記為W100Ni及W25Ni。於表8中可見，輔助繞組之平均功率係相反的，這意指該等輔助繞組充作制動裝置，儘管相較於本發明，Wanlass設計之嚴重度更為顯著。

本發明馬達及Wanlass設計間之性能對比關於例示說明於表8中之連接而言係明顯的。Wanlass設計之馬達損耗相較於不正確連接之前之馬達損耗增加了77%，自2,746 W增加至4,860 W。然而，於本發明中，馬達損耗相較於恰當連接僅增加28%，自2,414 W增加至3,082 W。應注意到Baldor型號10F315X909X2馬達之設計可實現4,110瓦特之最大冷卻能力。表8中所示W100Ni(Wanlass)於滿負載時之FEA結果明顯超過該值。該18%過載極有可能導致在滿負載時過早失效，而於本發明中，損耗增加為不期望的情況，但係在馬達設計之冷卻能力範圍內。

此外，圖14及15顯示現成(off the shelf)50馬力Baldor型號10F315X909X2對相同型號之測試資料之圖形比較，但是根據本發明之經再纏繞馬達同樣表示為「D」，及標準馬達同樣表示為「R」。圖14展現自25%至125%之負載範圍內D設計所具有之馬達效率之增加超過R設計。該等測試係依據IEEE 112B標準進行。R設計馬達為全新之現成馬達及 D設計馬達係根據本發明再纏繞。應注意要特別注意保持兩種馬達中槽填料及銅的量相等。此外，圖15顯示D設計馬達相較R設計馬達在10%至125%負載範圍內針對於PF及電流牽引之效益。

本發明馬達之馬達效率增益大幅超過標準電馬達。於滿負載之50%時本發明相較於標準馬達而言效率高1%及於滿負載之100%時效率高1.4%。請注意具有圓形標記之曲線表示D及R設計間之效率差異。

基於IEEE 112B測試之結果，馬達效率增益之主要原因係鐵芯損耗、離散負載損耗及轉子損耗之減小。IEEE 112B測試程序未考量對馬達所耗電流量敏感之電纜損耗。熟習此項相關技藝者自圖14注意到D馬達的效率增益在實際生活應用中甚至更為明顯，其中電纜損耗可高如電馬達總損耗之50%。

R設計馬達為標準效率能源政策法案(standard efficiency Energy Policy Act，「EPACT」)機器。本發明馬達於標稱或滿負載時效率增益1.4%使得該馬達提升至美國國家電氣製造協會(National Electric Manufacturers Association，「NEMA」)高級標準。根據自電氣設備服務協會(Electrical Apparatus Service Association，「EASA」)之資料，相較於新現成機器，經再纏繞馬達通常具有.5%至.6%之效率減低。因此，D設計馬達之效率若其為新現成機器而非再纏繞馬達則甚至更大。

另外，類似之效率增益通常藉由在馬達繞組中增加諸如銅及鋼之活性材料達成。典型之NEMA高級馬達除較好的鐵芯材料外具有量高了10%至15%之該等材料。然而，於本發明中所有活性材料係相同的。因此，本發明馬達設計具有造成明顯成本優勢之可能，因為馬達效率等同於NEMA高級標準，同時材料成本與標準效率EPACT馬達之材料成本相同。

亦已在高至125%之負載範圍內實施該等測試以將本發明之300 hp實施例(「D300」)與標準300 hp電馬達(「R300」)及體現Goche設計之300 hp電馬達(「G300」)作比較。圖16展現本發明馬達呈現在其全負載範圍內相較所有其他設計更平坦的PF曲線。此外，就高達約50%之PF及電流牽引而言，本發明馬達相較其他設計表現明顯較好。

表9顯示接近標準馬達設計(R)、體現本發明之馬達(D)、Wanlass設計(W)、Goche設計(G)及Roberts設計(Robrt)之制動轉矩之一組RPM值之FEA結果。表9使用類似前面表格的命名。由該表可見，儘管Wanlass、Goche及Roberts設計於1680 rpm時顯示較低電流，其等設計亦產生明顯較小的轉矩。

儘管本發明已出示及論述本發明電馬達之一些較佳實施例，然應明瞭本發明並不侷限於此，而是可在下述申請專利範圍內以其他方式進行不同的體現及實施。

1‧‧‧多相電馬達

3‧‧‧轉子

5‧‧‧定子

7‧‧‧定子5之槽

9‧‧‧主繞組

11‧‧‧輔助繞組

13‧‧‧電容器

圖1a為具有電馬達之先前技術系統在藉由電容器校正PF之前之圖解。

圖1b為圖1所示先前技術系統在藉由電容器校正PF之後之圖解。

圖2為與電源線連接之電馬達之圖解，有一開關以並聯方式安裝在該電源線與該相關技藝所熟知電馬達之間。

圖3為本發明電馬達之一較佳實施例之端視圖。

圖4為圖3中所示端視圖之四分之一圖幅之放大圖。

圖5為就圖3中所示電馬達而言，使該電馬達順時針旋轉之△繞組連接圖式之一實例。

圖6為就圖3中所示電馬達而言，使該電馬達逆時針旋轉之△繞組連接圖式之一實例。

圖7為就圖3中所示電馬達而言，使該電馬達逆時針旋轉之Y繞組連接圖式之一實例。

圖8為就圖3中所示電馬達而言，使該電馬達順時針旋轉之Y繞組連接圖式之一實例。

圖9為100%標稱負載時電馬達較佳實施例之主繞組之功率相較於電馬達之系統效率及PF之圖。

圖10為25%標稱負載時電馬達較佳實施例之主繞組之功率相較於電馬達之系統效率及PF之圖。

圖11為Wanlass所揭示先前技術電馬達之自激發電壓圖。

圖12為Goche所揭示先前技術電馬達之自激發電壓圖。

圖13為本發明電馬達之一實施例之自激發電壓圖。

圖14為比較體現本發明之50馬力電馬達與關於效率場測試資料之標準電馬達之圖。

圖15為比較體現本發明之50馬力電馬達與關於PF及電流場測試資料之標準電馬達之圖。

圖16為比較體現本發明之300馬力電馬達、標準電馬達及關於PF及電流場測試資料之Goche設計之圖。

1‧‧‧多相電馬達

9‧‧‧主繞組

11‧‧‧輔助繞組

13‧‧‧電容器

Claims

一種多相電馬達，其包括：轉子；具有複數個槽之定子；安裝在該定子之該複數個槽中之複數個主繞組，該複數個主繞組中之第一主繞組對應於可用交流電源之所選擇相；及安裝在該定子之該複數個槽中之複數個輔助繞組，該複數個輔助繞組中之第一輔助繞組對應於可用交流電源之所選擇相，該複數個輔助繞組係藉由複數個電容器連接至該多相電馬達之馬達終端，該複數個輔助繞組及該等對應電容器係與該複數個主繞組並聯連接；及其中所選擇相之該第一主繞組及所選擇相之該第一輔助繞組之偏移量為約60至約120電度；且其中該等電容器及繞組係經尺寸調整及組態，使得該複數個主繞組之功率為該多相電馬達在100%之滿載額定值時之多相電馬達總功率之至少75%及該複數個主繞組之功率係於滿載額定值之25%時啟動馬達。
如請求項1之多相電馬達，其中所選擇相之該第一主繞組及所選擇相之該第一輔助繞組之偏移量為約80至約100電度。
如請求項1之多相電馬達，其中該複數個主繞組各者及該複數個輔助繞組各者均具有電流流動從而產生第一、第二、第三及第四旋轉磁動勢(「MMF」)，及其中該第一MMF係藉由基頻電流流動於該等主繞組中而產生，該第二MMF係藉由基頻電流流動於該等輔助繞組中而產生，該第三MMF係藉由該等主繞組中之基頻電流流動與該等輔助繞組中之基頻電流流動間之相互作用而產生，及該第四MMF係藉由該等主繞組中之第三諧頻電流流動與該等輔助繞組中之第三諧頻電流流動間之相互作用而產生，及其中該等第一、第二、第三及第四MMF皆以同一方向旋轉。
如請求項1之多相電馬達，其中該多相電馬達為三相電馬達，及其中該定子具有72個槽及該第一輔助繞組相對該第一主繞組偏移9個槽。
如請求項1之多相電馬達，其中該多相電馬達為三相電馬達，及其中該定子具有48個槽及該第一輔助繞組相對該第一主繞組偏移6個槽。
如請求項1之多相電馬達，其中在該定子之該等槽中，該複數個主繞組係相較該複數個輔助繞組安裝在更靠近該定子之護鐵處。
如請求項1之多相電馬達，其中在該定子之該等槽中，該複數個輔助繞組係相較該複數個主繞組安裝在更靠近該定子之護鐵處。
如請求項1之多相電馬達，其中該複數個主繞組及該複數個輔助繞組係經尺寸調整及組態，以致在將該多相電馬達連接至可用交流電源時，該多相電馬達以順時針方向旋轉。
如請求項1之多相電馬達，其中該複數個主繞組及該複數個輔助繞組係經尺寸調整及組態，以致在將該多相電馬達連接至可用交流電源時，該多相電馬達以逆時針方向旋轉。
如請求項1之多相電馬達，其中所選擇相之該第一主繞組及所選擇相之該第一輔助繞組之偏移量為約90電度。
一種製造多相電馬達之方法，該方法包括：將複數個主繞組配置於定子之複數個槽中；將複數個輔助繞組配置於該定子之該複數個槽中；安裝複數個電容器，以致該複數個輔助繞組經由該複數個電容器連接至該多相電馬達之馬達終端；及與該複數個主繞組並聯地安裝該複數個輔助繞組及該等對應電容器；及其中該複數個主繞組中之第一主繞組對應於該多相電馬達之所選擇相引線及該複數個輔助繞組之第一輔助繞組對應於該所選擇相引線；且其中該第一主繞組及該第一輔助繞組之偏移量為約60至約120電度；及其中該等電容器及繞組係經尺寸調整及組態，使得該複數個主繞組之功率為該多相電馬達在100%之滿載額定值時之多相電馬達總功率之至少75%及該複數個主繞組之功率於滿載額定值之25%時啟動馬達。
如請求項11之方法，其中對應於該所選擇相引線之該第一主繞組及對應於該所選擇相引線之該第一輔助繞組之偏移量為約80至約100電度。
如請求項11之方法，其中該複數個主繞組各者及該複數個輔助繞組各者係經尺寸調整及組態，以致在將該多相電馬達連接至交流電源時，該複數個主繞組各者及該複數個輔助繞組各者皆具有電流流動從而產生第一、第二、第三及第四旋轉磁動勢(「MMF」)，及其中該第一MMF係藉由基頻電流流動於該等主繞組中而產生，該第二MMF係藉由基頻電流流動於該等輔助繞組中而產生，該第三MMF係藉由於該等主繞組中流動之基頻電流與於該等輔助繞組中流動之基頻電流之間之相互作用而產生，及該第四MMF係藉由於該等主繞組中流動之第三諧頻電流與於該等輔助繞組中流動之第三諧頻電流之間之相互作用而產生，及其中該等第一、第二、第三及第四MMF皆以同一方向旋轉。
如請求項11之方法，其中該多相電馬達為三相電馬達，及其中該定子具有72個槽及該第一輔助繞組相對於該第一主繞組之偏移量為9個槽。
如請求項11之方法，其中該多相電馬達為三相電馬達，及其中該定子具有48個槽及該第一輔助繞組相對於該第一主繞組之偏移量為6個槽。
如請求項11之方法，其中在該定子之該等槽中，該複數個主繞組係相較該複數個輔助繞組安裝在更靠近該定子之護鐵處。
如請求項11之方法，其中在該定子之該等槽中，該複數個輔助繞組係相較該複數個主繞組安裝在更靠近該定子之護鐵處。
如請求項11之方法，其中該複數個主繞組及該複數個輔助繞組係經尺寸調整及組態，以致在將該複數個主繞組及該複數個輔助繞組連接至交流電源時，該多相電馬達以順時針方向旋轉。
如請求項11之方法，其中該複數個主繞組及該複數個輔助繞組係經尺寸調整及組態，以致在將該複數個主繞組及該複數個輔助繞組連接至交流電源時，該多相電馬達以逆時針方向旋轉。
如請求項11之方法，其中對應於該所選擇相引線之該第一主繞組及對應於該所選擇相引線之該第一輔助繞組之偏移量為約90電度。