Hilfsblätter zu Grundlagen der Elektrotechnik III

6. Asynchronmaschinen 

Die Wirkungsweise der Asynchronmaschine beruht auf der Entstehung eines Drehfeldes durch 

eine mehrsträngige Wicklung. Ihre Erfindung fällt in die Zeit um 1885 durch den Italiener Galileo 

Ferraris und den Jugoslawen Nicola Tesla. Michael v. Dolivo-Dobrowolski baute 1889 den ersten 

dreiphasigen Asynchronmotor. 

Der Asynchronmotor besitzt besonders in der Ausführung mit Käfigläufer gegenüber der 

Gleichstrommaschine den Vorteil des wesentlich einfacheren und robusteren konstruktiven 

Aufbaus. Er ist damit preisgünstiger und bedarf nur geringer Wartung. 

Von Nachteil ist die enge Bindung der Betriebsdrehzahl an die Frequenz der Ständerspannung. 

Erst die Entwicklung der Leistungselektronik und im besonderen der Frequenzumrichter haben 

Verfahren zur verlustarmen Drehzahlsteuerung der Asynchronmaschinen gebracht. 

Kleine Asynchronmotoren unter 1 kW Leistung werden heute in sehr großer Stückzahl als 

Einphasenmotoren (230 V) für Haushalt und Gewerbe gebaut. Im Bereich mittlerer Leistung 

herrscht der Käfigläufer für 400 V bis 1000 V Drehspannung vor. 

Die ausführbare Grenzleistung für Drehstrom-Asynchronmaschinen steigt etwa proportional der 

Polzahl und liegt bei Verwendung der normalen Luftkühlung für vierpolige Maschinen bei rd. 

30 MW und einer Drehspannung von 10 kV. 

6.1 Aufbau und Wirkungsweise 

Das Ständergehäuse, das sowohl eine Schweißkonstruktion als auch gegossen sein kann, nimmt 

das aktive aus gegeneinander isolierten Dynamoblechen geschichtete Eisenpaket auf. Längs der 

Bohrung erhält das Blechpaket Nuten zur Aufnahme der meist dreisträngigen Wicklung. 

Die Nuten sind bei Maschinen kleiner bis mittlerer Leistung meist halbgeschlossen, so daß die 

Drähte der Wicklung einzeln eingeträufelt werden müssen. Bei großen Leistungen und höheren 

Spannungen verwendet man offene Nuten und fertig isolierte Formspulen. 

Nutisolation 

Verschlußkappe 

Bronzestab 

lackierter Leiter 

Läufer 

Ständer 

Nuten einer Asynchronmaschine 

mit Träufelwicklung im Ständer 

und Käfigläufer 

Der Läufer trägt ebenfalls ein direkt auf die Welle oder auf eine Tragkonstruktion geschichtetes 

Blechpaket 

mit Nuten zur Aufnahme der Läuferwicklung. 

Um die Durchflutung (Amperewindundungsbedarf) für die Luftspaltinduktion der Maschine 

möglichst gering zu halten, wird der Luftspalt zwischen Ständer- und Läufereisen so klein wie 

konstruktiv möglich gewählt. 

Der Luftspalt liegt bis zu mittleren Leistungen bei einigen Zehntel Millimetern. Wärmeaus- 

dehnungen 

im zulässigen Betriebsbereich müssen hierbei berücksichtigt werden. 

G. Schenke, 9.2002 Grundlagen der Elektrotechnik III FB Technik, Abt. E+I 64

In der Bauform als Schleifringläufer enthalten auch die Läufernuten eine Drehstromwicklung, 

deren Enden intern verbunden und deren Anfänge über drei Schleifringe und Kohlebürsten zu den 

Klemmbrett-Anschlüssen geführt werden. Hier können Widerstände oder Stromrichter angeschlossen 

werden. 

In der Bauform als Käfigläufer ist die Läuferwicklung nicht mehr zugänglich. Die Nuten sind mit 

einem Profilstab aus Kupfer, Bronze oder Aluminium ausgefüllt und die Leiter auf beiden Seiten 

über Kurzschlußringe verbunden. Bei Verwendung von Aluminium gießt man die Käfigwicklung 

komplett in die Läufernuten. Es sind sehr mannigfaltige Nutausführungen mit Einfach- oder 

Doppelkäfigen üblich. 

Die Drehstromwicklungen der Asynchronmaschine sind prinzipiell wie die Ständerwicklung der 

Synchronmaschine aufgebaut (siehe Kap. 5.1). 

Wird die Ständerwicklung der Asynchronmaschine an ein Drehspannungssystem gelegt, so 

nehmen die drei Stränge Ströme auf, die je eine zeitlich und räumlich phasenverschobene 

Durchflutung aufbauen. Resultierend bildet sich eine Drehdurchflutung und bei Berücksichtigung 

der räumlichen Grundwelle entsteht ein magnetisches Drehfeld der Synchrondrehzahl: 

n 

f1 

= 

p 

1 (6.1) 

Das Drehfeld induziert in den Leitern der Läuferwicklung eine Spannung, die von der 

Läuferdrehzahl abhängig ist. Im Stillstand ist diese Spannung am größten und bei Synchronlauf 

(Gleichlauf) mit dem Drehfeld wird diese zu Null. Den relativen Unterschied zwischen Drehfeld- 

und Motordrehzahl bezeichnet man als Schlupf s. Es gilt: 

s 

= 

∆n 

n 

1 

n1 

- n 

= 

n 

1 

Für die Betriebsdrehzahl der Asynchronmaschine gilt damit: 

n = n1 

⋅ (1- 

s) 

Die Frequenz von Läuferspannung und -strom ist abhängig vom Schlupf. Es gilt: 

(6.3) 

∆n 

f 2 = ⋅ f1 

n 

= s ⋅ f1 

(6.4) 

1 

Durch das Drehfeld wird in der Ständerwicklung eine Spannung induziert. [siehe Gl. (5.19)] 

U = 4,44 ⋅ f ⋅ w ⋅ ξ ⋅ Φ 

(6.5) 

q 1 

1 

1 

1 

h 

Entsprechend gilt für die in der Läuferwicklung induzierte Spannung: 

U = 4,44 ⋅ f ⋅ w ⋅ ξ ⋅ Φ 

(6.6) 

q 2 

2 

2 

2 

h 

Die Größe Φh stellt dabei den mit beiden Wicklungen verketteten Hauptfluß des Grundwellendrehfeldes 

der Maschine dar. Bezeichnet man die bei s = 1 induzierte sogenannte Läuferstillstandspannung 

mit Uq20, so gilt bei beliebiger Drehzahl und konstantem Drehfeld: 

U ⋅ (6.7) 

q 2 = s U q20 

Im Stillstand mit f1 = f2 verhalten sich die induzierten Spannungen in Ständer- und Läuferwicklung 

wie die wirksamen Windungszahlen. 

U q1 

w1 

⋅ ξ1 

= 

(6.8) 

U w ⋅ ξ 

q20 

2 

2 

G. Schenke, 9.2002 Grundlagen der Elektrotechnik III FB Technik, Abt. E+I 65 

(6.2)

6.2 Darstellung der Betriebseigenschaften 

Wie beim Transformator für die Primär- und Sekundärseite läßt sich bei der Asynchronmaschine 

eine Spannungsgleichung der Ständer- und der Läuferwicklung aufstellen. Sie lauten jeweils für 

einen Strang: 

U = R ⋅ I + j X σ ⋅ I + U 

(6.9) 

1 

2 

1 

2 

1 

1 

2 

1 

2 

q1 

0 = R ⋅ I + s ⋅ j X σ ⋅ I + U 

(6.10) 

q2 

Beide Wicklungen sind mit dem gemeinsam erregten Drehfeld verkettet, dessen Fluß Φh nach den 

Gln. (6.5 und 6.6) die Spannungen Uq1 und Uq2 erzeugt. 

Die Streublindwiderstände X1σ und X2σ berücksichtigen die Selbstinduktion durch Streufelder. 

Da auf der Läuferseite die Frequenz f2 = s · f1 besteht, ist der für Stillstand berechnete Wert X2σ 

mit dem Schlupf s zu multiplizieren. 

Um wie beim Transformator eine galvanisch gekoppelte Ersatzschaltung der Wicklungen zu 

erhalten, werden die Läufergrößen auf die Ständerwindungszahl umgerechnet. 

Mit Uq1 = Uq und den Gln. (6.7 und 6.8) erhält man für den induzierten Läuferwert: 

U ⋅ ⋅ 

(6.11) 

' 

' 

q 2 = s U q20 

= s U q 

Die Spannungsgleichungen (6.9 und 6.10) können in nachfolgender Form dargestellt werden. 

U = R ⋅ I + j X σ ⋅ I + U 

(6.12) 

1 

1 

' 

1 

1 

1 

' 

q 

' 

' 

0 = R ⋅ I 2 + s ⋅ ( j X σ ⋅ I 2 + U q ) 

(6.13) 

2 

2 

Aus der Bedingung nach gleichbleibender Durchflutung bei der Umrechnung folgt für den Strom 

bei beliebiger Ständer- und Läuferstrangzahl: 

' m 2 ⋅ w 2 ⋅ ξ2 

I 2 = I 2 ⋅ 

(6.14) 

m ⋅ w ⋅ ξ 

1 

1 

1 

Aus der Forderung nach Konstanz der Kupferverluste und Streublindleistungen 

m ⋅ R ⋅ I = m ⋅ R ⋅ I 

(6.15) 

1 

folgt: 

R 

X 

' 

2 

= 

' 

2 

R 

'2 

2 

m 

2 

⋅ ( w 

2 

⋅ ξ ) 

2 

2 

2 

1 1 1 

2 ⋅ 2 

m 2 ⋅ ( w 2 ⋅ ξ2) 

(6.16) 

m 

⋅ ( w 

⋅ ξ ) 

' 

2σ 

2 

1 1 1 

= X 2σ 

⋅ 

2 

m 2 ⋅ ( w 2 ⋅ ξ2) 

(6.17) 

Die durch das Hauptfeld induzierte Spannung Uq in den Gln. (6.12 und 6.13) kann wie beim 

Transformator als Spannungsfall des Magnetisierungsstromes an der Hauptreaktanz Xh der 

Ständerwicklung nach Gl. (5.16) dargestellt werden. 

1 

' 

2 

I µ = I + I 

(6.18) 

Dividiert man die Gleichung für die Läuferseite (6.13) noch durch den Schlupf s, dann erhält man: 

U 

0 

1 

= 

= 

R 

' 

R 

s 

2 

1 

' 

2 

⋅ I + j X σ ⋅ I + j X ⋅ ( I + I ) 

(6.19) 

1 

' 

2 

1 

1 

' 

2 

h 

1 

' 

2 

' 

⋅ I + j X σ ⋅ I + j X ⋅ ( I + I ) 

(6.20) 

2 

h 

1 


Das Ersatzschaltbild der Asynchronmaschine entspricht den Maschengleichungen (6.19 und 

6.20). 

I 1 

U 1 

R1 X1σ X'2σ R'2 X h 

Ersatzschaltbild der Asynchronmaschine mit Darstellung der mechanischen Belastung 

durch einen Nutzwiderstand 

R 1·I 1 

U 1 

jX 1σ·I 1 

ϕ 1 

U q 

I µ 

I 0 

jX2σ·I ' ' 2 

R'2 s 

I 1 

I Fe 

' 

·I 2 

Vollständiges Zeigerdiagramm 

der Asynchronmaschine 

I 1 

R 1 

I 2 ' 

X 1σ 

I µ 

U q 

U1 Xh Uq 

R' 2 · 

I' 2 

1 - s 

s 

Dieser Ersatzstromkreis der Asynchronmaschine 

stimmt genau mit dem eines Transformators 

überein, der mit dem Nutzwiderstand R ' 2 · (1 - s)/s 

abgeschlossen ist. Bei der Asynchronmaschine 

stellt er die elektrische Nachbildung der 

mechanischen Belastung der Welle dar, während 

in dem Widerstand R ' 2 die Stromwärmeverluste 

der Läuferwicklung umgesetzt werden. 

Wie beim Transformator lassen sich auch die 

Eisenverluste in der Ersatzschaltung erfassen. 

Vernachläßigt man den Verlustanteil der Streuflüsse, 

so werden die Eisenverluste des Hauptfeldes 

durch den Widerstand RFe berücksichtigt, 

der parallel zur Hauptreaktanz Xh liegt. 

I 0 

' 

X2σ I Fe 

R Fe 

' 

R2 /s 

Vollständiges Ersatzschaltbid der Asynchronmaschine 


' 

I2

Die Berechnung des Betriebsverhaltens der Asynchronmaschine und insbesondere der Funktion 

I1 = f{s} wird wesentlich erleichtert, wenn man die Eisenverlustwiderstand RFe parallel zu den 

Eingangsklemmen legt. Es entsteht damit die vereinfachte Ersatzschaltung, die für die Praxis fast 

immer genügend genau ist. 

I 1 

U 1 

R Fe 

I Fe 

R1 X1σ X'2σ R'2/s X h 

I µ 

Vereinfachte Ersatzschaltung der Asynchronmaschine 

Die Leistungsbilanz der Asynchronmaschine läßt sich qualitativ wie folgt darstellen: 

- Von der aufgenommenen Wirkleistung P1 werden bereits im Ständer die Kupferverluste der 

Wicklung PCu1 und die Eisenverluste PFe in Wärme umgesetzt. Letztere kann man, da im 

normalen Betriebsbereich die Läuferfrequenz nur wenige Hertz beträgt, ganz dem Ständereisen 

zuordnen. 

- Auf den Läufer wird die Luftspaltleistung PL übertragen, von der dann die Stromwärmeverluste 

der Läuferwicklung PCu2 abzuziehen sind. 

- Von der restlichen Leistung muß noch der Betrag PR zur Deckung der mechanischen Reibungs- 

und Ventilationsverluste abgezogen werden, um schließlich die an der Welle 

verfügbare Leistung P2 zu erhalten. 

Ständer 

Läufer 

P R 

P L 

P 2 

P 1 

P Cu2 

P Fe 

P Cu1 

I' 2 

Leistungsbilanz der 

Asynchronmaschine 

Sämtliche in der Leistungsbilanz aufgeführten elektrischen Einzelleistungen lassen sich auch über 

das Ersatzschaltbild berechnen. 


2 

U1 

PFe = m ⋅ (6.21) 

R 

Cu1 

Fe 

P = m ⋅ I ⋅ R 

(6.22) 

P 

L 

Cu2 

2 

1 

1 

= P - P - P 

1 

L 

Fe 

Cu1 

' 

'2 

R 2 

= m ⋅ I 2 ⋅ 

(6.23) 

s 

P = P ⋅ s = m ⋅ I ⋅ R 

(6.24) 

2 

L 

Cu2 

R 

'2 

2 

L 

' 

2 

P = P - P - P = P ⋅ (1- 

s) - P 

(6.25) 

Für das Drehmoment gilt die allgemeine Beziehung: 

R 

P2 

M = 

(6.26) 

2π 

⋅ n 

Unter Berücksichtigung der Gln. (6.3 und 6.25) kann das Drehmoment M in das innere 

Drehmoment Mi und in den Anteil für die Überwindung der eigenen mechanischen Reibung MR 

aufgeteilt werden. 

M 

= 

PL 

2π 

⋅ n 

1 

PR 

- 

2π 

⋅ n 

= 

M 

i 

- M 

R 

(6.27) 

Das innere Drehmoment ist unabhängig von der Betriebsdrehzahl und kann stets allein aus der 

Luftspaltleistung berechnet werden. 

Entsprechend der vereinfachten Ersatzschaltung der Asynchronmaschine gilt für den Ständerstrom 

I1: 

I 

1 

= 

R 

1 

+ jX 

1σ 

U 

1 

' 

j X ⋅ ( R /s + jX 2σ 

) 

+ 

R /s + jX + jX 

h 

' 

2 

' 

2 

' 

2σ 

h 

+ 

I 

Fe 

(6.28) 

Entsprechend der Ortskurventheorie folgt die Spitze des Stromzeigers I1 einem Kreis allgemeiner 

Lage. Aus den Widerstandswerten der Ersatzschaltung kann der Kreis bestimmt werden. 

1. Bei dem Schlupf s = 0 liegt Synchronlauf vor; mit dem Läuferkreiswiderstand R ' 2/s = ∞ ist 

der Sekundärkreis offen und stromlos. (I1 = I0) 

2. Bei dem Schlupf s = ∞ (ideeller Kurzschluß) wird der wirksame Läuferkreis-Wirkwider- 

stand R ' 2/s = 0, so daß keine Läuferverluste auftreten können. (I1 = I∞) 

3. Bei dem Schlupf s = 1 (Stillstand) wird der wirksame Läuferkreis-Wirkwiderstand 

R ' 2/s = R ' 2. (I1 = Ik) 

Verbindet man jeweils die Spitzen zweier Stromzeiger, so schneiden sich deren Mittelsenkrechten 

im Kreismittelpunkt. Üblicherweise liegt in der reellen Achse die Spannung U1. Der Zeiger des 

Ständerstromes I1 für einen beliebigen Schlupf s ergibt sich vom Koordinaten-Ursprung aus an 

den Kreispunkt P(s). 

Das Kreisdiagramm wurde um die Jahrhundertwende von Heyland und Osanna entdeckt und trägt 

daher auch die Bezeichnung Osanna- oder Heylandkreis. 

Für die Einteilung des Kreisumfangs in Schlupfwerte gibt es verschiedene graphische Verfahren. 

Meistens wird wie folgt verfahren: 


Die Parallele zur rellen Achse durch P∞ schneidet den Kreis in PB. Anschließend wird die 

Schlupfgerade, eine Parallele zu P∞PB konstruiert. Die Gerade P0PB schneidet die Schlupfgerade 

bei s = 0 und die Gerade PkPB schneidet die Schlupfgerade bei s = 1. 

Die Einteilung der Schlupfgeraden ist linear. 

P B 

0 

Im Re 

U 1 

P 0 

s = 0 

P(s) 

0,2 

M K 

0,4 

P 4 s = s 4 

P K 

s = s K 

0,6 0,8 

P k s = s k 

1,0 

Kreisdiagramm der Asynchronmaschine mit 

Konstruktion der Schlupfgeraden 

s 

Die Mittelsenkrechte der Strecke 

P∞P0 schneidet den Kreis im Kipppunkt. 

Das Drehmoment kann als 

Parallele zur reellen Achse zwischen 

der Geraden P∞P0 und den Kreispunkten 

P(s) ermittelt werden. 

Als Parallele zur reellen Achse 

können die verschiedenen Leistungen 

entsprechend abgegriffen 

werden, und zwar zwischen der ima- 

ginären Achse und der Geraden P∞P0 

die Ständerverlustleistung PCu1, zwi- 

schen der Geraden P∞P0 und der 

Geraden P∞Pk die Läuferverlustleistung 

PCu2 und zwischen der Gera- 

den P∞Pk und den Kreispunkten P(s) 

die abgegebene Wirkleistung P2. 

Die Daten des Kippunktes lassen sich unter Vernachläßigung der Hauptinduktivität und des Ständerwirkwiderstandes 

mit guter Näherung berechnen. 

Mit dieser Näherung gilt für den Läuferstrom I ' 2: 

' 

U1 

I1 = − I2 

= ' 

' 

R /s + j ⋅ (X + X 

2 

1σ 

Mit den Gln. (6.24 und 6.29) gilt für die Luftspaltleistung: 

P 

L 

2 

m ⋅ U1 

= ' 2 

(R /s) 

+ (X 

2 

1σ 

+ X 

' 

2σ 

) 

2 

2σ 

) 

' 

R 2 

⋅ 

s 

Für das innere Drehmoment gilt mit Gl. (6.27): 

M 

i 

PL 

= 

2π 

⋅ n 

1 

m 

= 

2π 

⋅ n 

1 

⋅ 

(X 

1σ 

U 

2 

1 

+ X 

' 

2σ 

) 

⋅ 

s ⋅ (X 

R 

1σ 

' 

2 

+ X 

' 

2σ 

) 

1 

+ 

s ⋅ (X 

+ X 

1σ 

' 

R 2 

' 

2σ 

) 

(6.29) 

(6.30) 

(6.31) 


Entsprechend dem Kreisdiagramm ist ein maximales Drehmoment, das Kippmoment MiK vorhanden. 

Es ist verbunden mit dem Höchstwert der Luftspaltleistung, die nach der Ortskurventheorie 

auftritt, wenn Wirk- und Blindwiderstand gleich groß sind. 

Beim Kippschlupf (6.32) tritt das Kippmoment MiK (6.33) auf. 

s 

K 

' 

R 2 

= ± (6.32) 

X + X 

1σ 

' 

2σ 

2 

m U1 

M iK = ⋅ 

' 

4π 

⋅ n (X + X 

1 

1σ 

2σ 

) 

(6.33) 

Allgemein kann das Drehmoment aus Gl. (6.31 bis 6.33) nach der Kloßschen Formel (6.34) 

angegeben werden: 

M 

M 

i 

iK 

= 

(s / s 

K 

2 

) + (s 

K 

/ s) 

(6.34) 

Die Auswertung dieser Formel zeigt, daß der Drehmomentenverlauf einerseits bei s < sK mit der 

Drehzahl linear wie bei der Gleichstrom-Nebenschlußmaschine verläuft und andererseits bei 

s > sK mit der Drehzahl nach einer Hyperbel abnimmt. 

M / MK 

2 

1 

0 

-1 

-2 

2,0 

Gegenlauf Motor 

1,5 

1,0 

0,5 

0,0 

s 

-0,5 

Generator 

-1,0 

-1,5 

-2,0 

2 

1 

0 

-1 

-2 

Verlauf des 

Drehmomentes 

nach der 

Kloßschen Formel 

Für den Motorbereich der Asynchronmaschine lassen sich dem Kreisdiagramm alle Betriebsgrößen, 

insbesondere die für Anlauf, Kippunkt und Leerlauf entnehmen. 

Als Herstellerkennlinien werden die Verläufe von Drehmoment M und Ständerstrom I1 im Dreh- 

zahlbereich 0 ≤ n ≤ n1 angegeben, wobei Nennspannung an den Maschinenklemmen voraus- 

gesetzt wird. Häufig ist zusätzlich der Verlauf des Grundschwingungsverschiebungsfaktors cosϕ 

(ohne Oberschwingungen ist dieses der Leistungsfaktor λ) mit dargestellt. 

Mit der Drehmoment-Drehzahl-Kennlinie (Herstellerkennlinie) wird das Betriebsverhalten der 

Asynchronmaschine vollständig beschrieben. Diese Kennlinien lassen sich beim Motor jedoch in 

dem wichtigen Betriebsbereich zwischen Kippmoment und Leerlauf schlecht auswerten. 


M / MN 

3,5 

3,0 

2,5 

2,0 

1,5 

1,0 

0,5 

0,0 

I 1 / I N 

M / M N 

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 

n / n 1 

7 

6 

5 

4 

3 

2 

1 

0 

I / IN 

Verlauf von 

Drehmoment und 

Ständerstrom im 

Motorbereich 

Da das Lastmoment die unabhängige veränderliche Größe ist, werden die Motoreigenschaften 

auch gern in Abhängigkeit vom Drehmoment M (0 ≤ M < MK) als Belastungskennlinien aufgetragen. 

Es sind dieses die lastabhängigen Größen Drehzahl n, Ständerstrom I1, Grundschwingungs-- 

Leistungsfaktor cosϕ, aufgenommene elektrische Wirkleistung P1, abgegebene mechanische 

Wirkleistung P2 und der Wirkungsgrad η. Die Belastungskennlinien, auch Betriebskennlinien genannt, 

werden auch auf ihre Nennwerte bezogen dargestellt. 

In diesem Betriebsbereich 

1,00 

1,6 zeigt sich besonders gut das 

0,98 

0,96 

n / n1 I / IN 1,4 

1,2 

1,0 

0,8 

0,6 

starre Nebenschlußverhalten 

der Asynchronmaschine 

im Verlauf der Drehzahl n. 

Der Ständerstrom I1 sinkt 

0,94 

0,4 bei Entlastung nicht linear 

0,2 ab, sondern bleibt auch im 

0,92 

0,0 Leerlauf wegen des großen 

0 

1,0 

0,9 

0,2 0,4 0,6 0,8 

M / MN η 

1 1,2 1,4 

1,0 

0,9 

Magnetisierungsstroms verhältnismäßig 

groß. Der 

Wirkungsgrad η ist auch bei 

Teillast noch gut. 

n / n1 

cos 

0,8 

0,7 

0,6 

0,5 

cos ϕ 

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 

M / M N 

Betriebskennlinien der Asynchronmaschine 


0,8 

0,7 

0,6 

0,5 

I / IN

Nimmt man an einer Asynchronmaschine den Ständerstrom und das Drehmoment vom Leerlauf 

bis in den Bremsbetrieb auf, so ergeben sich teils beträchtliche Abweichungen zu dem aus der 

Stromortskurve berechneten Verlauf. Dies hat folgende Ursachen: 

- Das Kreisdiagramm berücksichtigt wie das angegebene Ersatzschaltbild nur die Grundwelle 

des Ständerdrehfeldes. Alle Oberwellenerscheinungen, die sich vor allem auf das Drehmoment 

stark auswirken können, sind zunächst nicht erfaßt. 

- Die Widerstandswerte der Wicklungen gelten für die der Berechnung zugrunde liegende 

Betriebstemperatur. Da der ohmsche Widerstand etwa 4 %/10 K ansteigt, können vor allem 

zwischen den Anlaufwerten bei kalter oder betriebswarmer Maschine merkliche Unterschiede 

entstehen. 

- Beim Kurzschlußläufer ist außerdem ab einer gewissen Stabhöhe der Einfluß der Stromverdrängung 

zu berücksichtigen. Er führt zu einer Abhängigkeit von R2 von der Läuferfrequenz. 

- Die Blindwiderstände der Ersatzschaltung sind nicht wie angenommen konstant, sondern 

infolge der Eisensättigung stromabhängig. Dabei ist bei kleinen Schlupfwerten die 

Veränderung der Hauptreaktanz und etwa ab dem Kippschlupf die der Streureaktanzen 

zu beachten. 

6.3 Steuerung von Drehstrom-Asynchronmaschinen 

Beim Hochlauf der Asynchronmaschine ändert sich der Strom, ausgehend vom Anlaufstrom Ik, 

bis zum Erreichen des Kippmomentes nur wenig. Große Anlaufströme verursachen dann, insbesondere 

bei langsamem Hochlauf (Schweranlauf), störende Spannungschwankungen im Netz, so 

daß die Energieversorgungsunternehmen nur Motoren bis zu einer bestimmten Grenzleistung zum 

direkten Einschalten an das Netz zulassen. Bei größeren Motoren muß man besondere 

Anlaßverfahren vorsehen. 

Gelegentlich entspricht das Anzugsmoment des Dreiphasen-Asynchronmotors auch nicht optimal 

den Bedingungen des Antriebs. Beim Dreiphasen-Asynchronmotor mit Schleifringen kann man 

dann den Widerstand im Läuferkreis vergrößern, indem man über die Läuferanschlußklemmen K, 

L, M einen Anlaßwiderstand R2V einschaltet. Hierdurch wird der Anlaufstrom verkleinert und das 

Anzugsdrehmoment vergrößert. 

Der Läuferanlasser besteht aus drei Widerständen, die durch den verschiebbaren, dreiarmigen 

Kontaktbügel in Stern geschaltet sind. Jeder Widerstand setzt sich aus Teilwiderständen 

zusammen, die an Kontakte angeschlossen sind, so daß der Anlaßwiderstand stufenweise aus dem 

Läuferkreis 

herausgenommen werden kann. Der Läuferkreis darf hierbei nicht geöffnet werden. 

Eine Betrachtung der Ersatzschaltung der Asynchronmaschine zeigt, daß sich an den Strömen und 

somit auch am Drehmoment der Asynchronmaschine nichts ändert, wenn man nach dem Einschalten 

eines Vorwiderstandes R2V den Schlupf s auf den neuen Wert s * bringt. 

Durch den Vorwiderstand R2V werden daher auch die Ortskurven und Kennlinien für Ströme und 

Drehmoment nicht beeinflußt. Es wird ihnen lediglich ein anderer Schlupf s * bzw. eine neue 

Drehzahl n * zugeordnet. Es gilt daher: 

s 

* 

s 

= 

R 

2 

R 2 

+ R 

2V 

(6.35) 


Da die Schaltkontakte des herkömmlichen Läuferanlassers einem hohen Verschleiß ausgesetzt 

sind, verwendet man heute vorwiegend zum Anlassen von Dreiphasen-Asynchronmotoren mit 

Schleifringen die kontaktlose Pulssteuerung. 

M 

3 ~ 

I 2 

L I d 

R 2P 

Dreiphasen- 

Schleifringläufermotor mit 

Pulssteuerung 

Die Vorteile des Schleifringläufers wirken sich nur bei großen Motoren und Schweranlauf voll 

aus. Für normale Antriebsfälle ist dagegen der Käfigläufer wesentlich billiger und betriebssicherer. 

Durch Ausnutzung der Stromverdrängung kann man ähnlich wie beim Schleifringläufer, allerdings 

sozusagen automatisch über die Läuferfrequenz, die Läuferwiderstände schlupfabhängig 

verändern und somit das Anlaufverhalten entscheidend verbessern. 

Durch die verschiedenen Nut- und Stabformen von Käfigläufern läßt sich die gewünschte 

Anlaufcharakteristik weitgehend einstellen. Der Käfigläufer mit Rundstab aus Kupfer, der 

weitestgehend das Betriebsverhalten entsprechend dem Kreisdiagramm hat, wird nur noch gelegentlich 

bei kleinen Motoren eingesetzt. 

Für Leistungen bis rd. 100 kW wird heute bei Normmotoren aus wirtschaftlichen Gründen vorwiegend 

die Tropfennut mit Aluminiumdruckverguß hergestellt. Bei höheren Leistungen findet 

der Hochstabläufer und ab 400 kW gelegentlich der Keilstabläufer Anwendung. 

Besonders große Anzugsmomente (Mk > 2 · MN) bei kleinem Anlaufstrom (Ik < 6 · IN) liefert der 

Doppelkäfigläufer. In seinen Nuten befinden sich Unter- und Oberstäbe, die einen inneren und 

einen äußeren Käfig bilden. 

Der Oberstab ist meist ein Rundstab aus Messing; er hat während des Anlaufs, wegen des relativ 

großen Streublindwiderstandes des Unterstabes und dessen Wirkwiderstandserhöhung durch 

Stromverdrängung, den Läuferstrom fast allein zu führen und erwärmt sich dann infolge seines 

großen Wirkwiderstandes. 

Nach dem Hochlauf, z.B. bei Nennlast, bestimmt dagegen wegen der geringen Läuferfrequenz der 

innere Kupferkäfig den Läuferwiderstand und garantiert gute Nennwerte. Für Leistungen bis 

200 kW wird der Doppelkäfig aus Kostengründen auch aus Aluminium hergestellt. Die Motorenhersteller 

können beim Doppelkäfigläufer die Motoreigenschaften in weiten Grenzen ändern. 

Für viele Antriebsfälle reicht die durch Stromverdrängung erzielte Verkleinerung des Anlaufstroms 

noch nicht aus. Dann muß man durch Herabsetzen der Strangspannungen den wirksamen 

Fluß verkleinern. 

Wenn der Dreiphasen-Asynchronmotor für eine betriebsmäßige Dreieckschaltung vorgesehen ist, 

kann man ihn für den Anlauf in Stern schalten und so jede Strangwicklung mit dem 1/ 3 fachen 

der normalen Strangspannung betreiben. Dadurch sinkt der Strangstrom auf 1/ 3 und der 

Außenleiterstrom auf ein Drittel des Anlaufstroms in Dreieckschaltung. 


Da das Drehmoment quadratisch von der Strangspannung abhängt, geht das Anzugsmoment 

gegenüber der Dreieckschaltung bei der Sternschaltung auf ein Drittel zurück. Die Stern-Dreieck- 

Umschaltung kann bei Lüfterantrieben wegen der quadratischen Lastkennlinie und im allgemeinen 

bei lastfreiem Anlauf von Antrieben eingesetzt werden. 

Durch Änderung der Polzahl kann die Drehzahl in Stufen verstellt werden. Polumschaltung 

kommt nur bei Käfigläufern vor. Man kann für jede Polzahl eine eigene Ständerwicklung 

vorsehen und die Wicklungen in den Nuten übereinander anordnen. Je nach Motorgröße und 

Polzahl beträgt die bei Drehzahlstufen erzielbare Leistung etwa die Hälfte bis zwei Drittel der 

Bauleistung normaler Motoren mit einer Polzahl. 

Die Motorleistung kann etwa auf das 0,8fache der normalen Bauleistung erhöht werden, wenn 

man für die beiden Polzahlen die gleiche Wicklung ausnutzt. Die bekannteste dieser Ein- 

L1 

L2 

L3 

U 

W V 

W 

kleine Drehzahl große Drehzahl 

Dahlanderschaltung 

V 

U 

wicklungsschaltungen ist 

die Dahlanderschaltung. Sie 

ermöglicht nur Polumschaltungen 

im Verhältnis 1 : 2, 

also z.B. 4 auf 8 Pole. 

In der meist ausgeführten 

Dahlanderschaltung liefert 

die Dreieckschaltung die 

kleine und die Doppelsternschaltung 

die große Drehzahl. 

Das Nennmoment 

bleibt hier etwa gleich. 

Die Entwicklung der Leistungselektronik hat die Verfahren zur Drehzahleinstellung der Asynchronmaschine 

stark beeinflußt. 

Drehstromsteller 

Die Drehzahlsteuerung der Asynchronmaschine durch Absenken der Ständerspannung erfolgt fast 

immer mit einer Stromrichterschaltung mit je einem antiparallelen Thyristorpaar oder einem Triac 

in den Zuleitungen; diese Schaltung wird Drehstromsteller genannt. Im allgemeinen ist der 

Drehzahlregelung ein Stromregelkreis unterlagert, womit der Steuerwinkel α bei einem neuen 

Drehzahlsollwert nur im Rahmen der eingestellten Stromgrenze geändert werden kann. 

Durch Anschnittsteuerung jeder Halbschwingung mit dem Zündwinkel α wird die am Verbraucher 

anliegende Spannung beliebig zwischen dem vollen Wert bei α = αmin und Null bei 

α = 180° einstellbar. 

Die Kurvenform ist nicht sinusförmig, sondern die Spannung enthält Oberschwingungen. 


L1 

L2 

L3 

M 

3 ~ 

D 

T 

α 

S 

I ist 

n ist 

R n 

R I 

n soll 

D Drehstromsteller 

S Steuergerät 

RI Stromregler 

Rn Drehzahlregler 

T Tachogenerator 

Spannungssteuerung 

durch einen 

Drehstromsteller 

Am einfachen Fall des Wechselstromstellers mit ohmsch-induktiver Belastung kann die 

Spannungssteuerung gezeigt werden. 

u 

α 

u L 

u N 

i 

α 

Spannungssteuerung durch einen Wechselstromsteller 

Dem Einsatz des Stellers zur Drehzahlsteuerung sind durch die dabei auftretenden Läuferverluste 

Grenzen gesetzt. Häufig wird der Drehstromsteller nur zum geregelten Anlauf der Asynchronmaschine 

nach einer Zeitrampe und/oder einer Stromgrenze verwendet. 

Für die Stromwärmeverluste PCu2 im Läufer gilt: 

P = 2π 

⋅ (n - n) ⋅ M 

(6.36) 

Cu2 

1 

i 


Z 

u L 

u N 

i 

ωt

Umrichterbetrieb 

der Drehstrom-Asynchronmaschine 

Die Drehzahlsteuerung der Asynchronmaschine über eine Drehspannung einstellbarer Frequenz 

erlangt in der elektrischen Antriebstechnik wachsende Bedeutung. 

Im Vergleich zum klassischen drehzahlgeregelten Antrieb mit der stromrichtergespeisten Gleichstrommaschine, 

gibt es eine Reihe von Vorteilen wie: 

- Höhere Grenzdrehzahlen 

- Kleineres Läuferträgheitsmoment und günstigeres Leistungsgewicht 

- Keine Stromwenderprobleme, daher 

- Geringerer Wartungsaufwand. 

Im Vergleich zur Technik eines netzgeführten Stromrichters für eine Gleichstrommaschine erfordert 

der Leistungsteil und die Regelelektronik eines Frequenzumrichters zur Drehzahlsteuerung 

der Asynchronmaschine einen hohen Aufwand. 

Besonderer Aufwand ist für den Wechselrichter notwendig, der aus den Gleichstromwerten des 

Zwischenkreises ein in Frequenz und Effektivwert einstellbares neues Drehspannungssystem 

erzeugen muß. 

Für die verschiedenen Antriebsaufgaben wurden unterschiedliche Umrichtertechniken entwickelt, 

wovon der Puls-Umrichter mit konstanter Zwischenkreis-Spannung (Frequenzumrichter) heute 

die 

größte Bedeutung hat. 

Frequenzumrichter (P-Umrichter) 

Beim Frequenzumrichter speist im allgemeinen der netzseitige, ungesteuerte Stromrichter in 

Sechspuls-Brückenschaltung (bis 2 kW auch Zweipuls-Brückenschaltung) den Zwischenkreiskondensator 

C mit nahezu konstanter Gleichspannung 2Ed ein. 

Der maschinenseitige Puls-Wechselrichter schaltet Spannungsblöcke variabler Breite (Pulsbreitenmodulation) 

auf die Maschinenklemmen, so daß sich eine sinusförmige Grundschwingung 

der gewünschten Frequenz bildet. 

L1 

L2 

L3 

ND 

GR ZK PWR 

Drehstrom-Asynchronmaschine mit Frequenzumrichter 

SD 

ASYM 

In der Grundschaltung ist beim Frequenzumrichter nur Motorbetrieb möglich, wobei durch 

Vertauschen der Phasenfolge bei der Ansteuerung der Transistoren eine Drehrichtungumkehr 

entsteht. 

Für den Bremsbetrieb wird meistens ein ohmscher Widerstand über einen Widerstandsschalter 

(Chopper) im Zwischenkreis vorgesehen. Mit hohem Zusatzaufwand ist auch Energierückspeisung 

ins Netz bei Bremsbetrieb möglich. 

Beim Frequenzumrichter wird durch eine hohe Taktfrequenz der Zwischenkreisspannung ein 

nahezu sinusförmiger Maschinenstrom angestrebt. Für niedrige Leistungen (bis rd. 3 kVA) 


werden Feldeffekttransistoren mit Taktfrequenzen bis zu 100 kHz eingesetzt. Im mittleren und 

hohen Leistungsbereich (bis 1000 kVA) kommen IGBT mit Taktfrequenzen bis zu 16 kHz zum 

Einsatz. Für größte Leistungen finden GTO-Thyristoren und MOS-gesteuerte Thyristoren 

Anwendung bei deutlich niedrigen Taktraten (rd. 1 – 2 kHz). 

Wegen des weitgehend sinusförmigen Maschinenstromes treten auch bei kleinsten Drehzahlen 

(f → 0 Hz) keine Drehmomentenpulsationen auf, wodurch der Antrieb einen sehr großen Drehzahlstellbereich 

erhält. 

400,00 

300,00 

200,00 

100,00 

0 

u 

i i1 0,00 

-100,00 

-200,00 

-300,00 

-400,00 

u1G Spannungs-Grundschwingung 

u 1 

+U d 

u 1G 

Strangspannung u1 und -strom i1 eines Kurzschlußläufermotors bei Betrieb mit 

Frequenzumrichter 

Das System Asynchronmaschine + Frequenzumrichter ist universell einsetzbar und erreicht bei 

geeigneten Regelverfahren die Qualität eines Gleichstromantriebes. 

6.4 Unsymmetrischer Betrieb der Asynchronmaschine 

In einem Dreileiternetz verschwindet zwar die Summe der drei Außenleiterspannungen, diese 

sind aber nur selten völlig gleich groß, so daß dann auch die gegenseitigen Phasenverschiebungswinkel 

von 120° abweichen müssen. Gelegentlich kann eine Zuleitung zum Dreileiternetz 

unterbrochen sein, z.B. wegen des Ansprechens eines Sicherungselements, und es 

können sogar Wicklungsstränge unterbrochen werden. 

Daneben sind Einphasen-Asynchronmotoren ganz allgemein als unsymmetrische Anschlüsse von 

Drehfeldmaschinen anzusprechen. 

Zur Berechnung der unsymmetrischen Schaltungen von Drehfeldmaschinen werden im allgemeinen 

die symmetrischen Komponenten mit Mit-, Gegen- und Nullsystem verwendet (Kap. 1.4). 

Da in einem Dreileitersystem die komplexe Summe der Außenleiter immer Null ist, kann hier 

kein Nullsystem auftreten. Das Auftreten eines Gegensystems verursacht eine Reduzierung des 

resultierenden Drehmomentes und der mechanischen Leistung, die elektrisch aufgenommene 

Leistung ist beim Auftreten eines Gegensystems jedoch größer, so daß auch die Verluste durch 

das Gegensystem insgesamt größer werden. 

Größere Kupferverluste führen zu einer größeren Wicklungserwärmung. Daher sieht VDE 0530 

vor, daß die Netzspannung "praktisch symmetrisch" sein soll. Ein maximaler Unsymmetriegrad 

Ug/Um von 5 % ist noch zulässig. 


t 

-U d 

40,00 

30,00 

20,00 

10,00 

0,00 

-10,00 

-20,00 

-30,00 

-40,00

Es ist zu berücksichtigen, daß bei Nenndrehzahl der Schlupf des Gegensystems rd. 2 beträgt, und 

dies führt zu einer überproportionalen Stromerhöhung in der am stärksten belasteten Phase. 

Wird beim Dreiphasen-Asynchronmotor eine Zuleitung unterbrochen, das z.B. durch vorzeitigen 

Ausfall einer Schmelzsicherung entstehen kann, so geht stets das Drehmoment zurück. Im 

Stillstand ist das Anzugsmoment sogar Null. Der Strom und die Verluste werden bei gleichen 

Lastverhältnissen zunehmen. 

Tritt eine Zuleitungsunterbrechung bei einer im Dreieck geschalteten Ständerwicklung auf, so 

kann der Überstromschutz in den Zuleitungen keinen ausreichenden Überlastschutz gewährleisten; 

die Wicklungen müssen mit Thermoschutzeinrichtungen zusätzlich versehen sein. 

Einphasen-Asynchronmotoren 

Einphasen-Asynchronmotoren werden heute als Kleinmotoren mit Leistungen bis zu etwa 1 kW 

in Großserien gefertigt. Ständerpaket und Läufer des Einphasen-Asynchronmotors haben den 

gleichen Aufbau wie der Dreiphasen-Asynchronmotor. 

Die Läufer enthalten meist einen Kurzschlußkäfig aus Aluminium, wobei man Stromverdrängungseffekte 

vermeidet, da sonst die Verluste zu groß werden. Der Einphasenmotor entwickelt 

mit seiner Arbeitswicklung allein kein Anzugsmoment und liefert wesentlich kleinere Drehmomente 

als die normalen Zwei- und Dreiphasenmotoren. 

Für den Anlauf des Einphasenmotors ist eine räumlich versetzte zweite Ständerwicklung, die 

Hilfswicklung, erforderlich, die eine zeitlich phasenverschobene Durchflutung aufbringt, so daß 

aus dem Zusammenwirken zweier Wechselfelder ein Drehfeld entsteht. Die erforderliche Phasenverschiebung 

in der Hilfswicklung wird im allgemeinen durch Wirkwiderstände oder Kondensatoren 

erreicht. 

Da es den idealen, alle Wünsche erfüllenden Einphasenmotor nicht gibt, ist die Schaltung den Anforderungen 

des Antriebs anzupassen. 

M / M N 

3 

2 

1 

C B 

0 

0 0,5 1 

n / n1 M / M N 

3 

2 

1 

C A 

C B 

0 

0 0,5 1 

n / n1 M / M N 

3 

2 

1 

C A 

0 

0 0,5 1 

n / n1 Betriebskondensator CB Doppelkondensator CA, CB Anlaufkondensator CA 

Drehmomentenkennlinien von Motoren mit Kondensatorhilfswicklung 

Der reine Einphasenmotor hat kein Anzugsmoment. Der Einphasenmotor mit Betriebskondensator 

hat insgesamt einen höheren Drehmomenten / Drehzahlverlauf und ein relativ geringes 

Anlaufmoment. 


Der Einphasenmotor mit Anlaufkondensator hat ein hohes Anzugsmoment; nach dem Abtrennen 

der Hilfsphase vom Netz verhält er sich wie der reine Einphasenmotor und liefert eine entsprechend 

kleine Nennleistung. 

Der Einphasenmotor mit Doppelkondensator hat ein hohes Anlaufmoment und nach dem 

Abschalten des Anlaufkondensators hat er das relativ gute Nennmoment des Einphasenmotors mit 

Betriebskondensator. 

Die Widerstandshilfsphase, die einen gegenüber der Arbeitswicklung wesentlich vergrößerten 

Wirkwiderstand aufweist, erfordert einen geringen Aufwand. Sie erzeugt allerdings bei großen 

Einschaltströmen ein hohes Anzugsmoment. Auch hier ist nach dem Hochlauf die Hilfswicklung 

vom 

Netz zu trennen, so daß die danach verfügbare Leistung wieder gering ist. 

Drehstrommotor 

am Wechselstromnetz 

Man kann auch den Dreiphasen-Asynchronmotor bei recht gutem Betriebsverhalten mit einem 

Kondensator an das Einphasennetz anschließen. Aus diesem Grund werden kleine Dreiphasenmotoren 

meist für die Spannungen 230 V/400 V ausgelegt. Sie können dann in Sternschaltung am 

normalen Dreiphasennetz mit 400 V Außenleiterspannung betrieben oder in Dreieck-Stein- 

metzschaltung 

an ein Einphasennetz mit 230 V gelegt werden. 

Wird beim Anschluß an ein Einphasennetz die dritte Phase mit einer Reihenschaltung aus 

Wirkwiderstand und Kondensator erzeugt, so kann für einen Betriebspunkt völlige Symmetrie 

hergestellt 

werden. Häufig wird die Hilfsphase nur mit einem Kondensator erzeugt. 

Für kleine Motoren bis zu einer Leistungsabgabe von 1 kW benötigt man bei der Spannung 

UE = 230 V und der Frequenz f = 50 Hz etwa 70 µF/kW. Es gilt: 

C 

= 

2 ⋅ P 

3 ⋅ ω⋅ 

U 

V 

I 1 

2 

E 

I V 

W 

U 1 

I C 

I W 

I U 

U 

C 

U U = U 1 

U W = U C 

Symmetrierung des Drehstrommotors am Wechselstromnetz bei ϕ = 60° mit der 

Steinmetzschaltung 

-I W 

V 

I U 

I C 

I V 

U V 

I 1 

-I V 

W 

60° 

U 

I W 

(6.37) 

Die Kondensatorspannung weicht nur gering von der Netzspannung ab; sie steigt bei Leerlauf 

etwas an, so daß man meist UC ≈ 1,2 · UE wählt. Die Strangströme sind nur bei Nennlast etwa 

gleich groß. 

Um ein ausreichendes Überlastungsverhältnis zu bekommen und um zu große Verluste durch 

Unsymmetrie zu vermeiden, ist daher die Nennleistung bei Einphasenanschluß um etwa 20 bis 

25 % kleiner als bei Dreiphasenanschluß zu wählen.

Hilfsblätter zu Grundlagen der Elektrotechnik III

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