船用低噪聲感應電機優(yōu)化設計

周貴厚， 諶 瑾， 何海波

(中國船舶重工集團第七一二研究所，湖北武漢 430064)

船用低噪聲感應電機優(yōu)化設計

周貴厚， 諶 瑾， 何海波

(中國船舶重工集團第七一二研究所，湖北武漢 430064)

在基于商用有限元軟件“多層切片法”處理斜槽的基礎上，通過對斜槽的理論分析和仿真計算，對某型號75 kW 4極船用電機參數(shù)進行了單斜槽和特殊雙斜“人字型”斜槽轉子兩種方案的匹配性優(yōu)化設計，同時對風扇參數(shù)進行優(yōu)化和特殊設計。通過樣機測試，并與同規(guī)格常規(guī)電機和船用低噪聲電機進行對比，試驗結果表明，其結構噪聲和空氣噪聲都大幅降低，驗證了電機方案優(yōu)化的可行性和正確性，對船用低噪聲感應電機的優(yōu)化設計具有一定的參考價值。

低噪聲;電磁振動;人字型斜槽;結構噪聲;匹配性;優(yōu)化設計

0 引言

船用電機振動噪聲尤其是結構噪聲(機腳加速度)越來越引起人們的重視和關注。目前，國內(nèi)船用低噪聲電機大多按國標GJB5248—2003來考核，與國外發(fā)達國家船用低噪聲電機相比，還存在不小的差距。因此，船用低噪聲電機的進一步減振降噪技術研究和優(yōu)化設計就顯得尤為重要。

斜槽由于可有效削弱電機齒諧波磁勢，降低振動和噪聲，而被船用低噪聲電機廣泛采用。斜槽后定、轉子沿著電機軸向各截面的相對位置不一樣，其各截面電磁場分布情況也不一樣。對斜槽轉子的有限元分析較常見的處理方法有兩種，一種采用三維電磁場進行分析;另一種就是近似簡化為二維平面場進行處理。三維場分析對計算機的配置和要求相當苛刻，同時對網(wǎng)格的剖分質量和模型的糾錯處理要求也高，耗時、耗資源，尤其在多方案優(yōu)化設計階段;近似簡化二維場分析，由于要建立導條、端環(huán)和節(jié)點向量磁位間的耦合方程，需編制程序和算法，對使用者提出了較高的要求。

本文中對斜槽的有限元分析采用商用軟件Flux V 13.0中的flux skewed模塊，它采用多層切片法進行斜槽的處理，其核心思想是在單片磁路耦合2D模型基礎上，沿軸向在定子有效長度范圍，等距離分配所需要的切片數(shù)，每片間的聯(lián)接通過在場路耦合中電機端部電阻和電感來補償定子部分，以及通過端環(huán)端部電阻和電感補償轉子部分。

本文通過對電機磁路參數(shù)與電磁激振力的匹配性進行研究分析，選取單斜和雙斜人字型兩個方案進行優(yōu)化，同時對風扇參數(shù)進行優(yōu)化和特殊設計，研究優(yōu)化后的參數(shù)方案對振動和噪聲的影響。

1 理論分析與方案優(yōu)化

式中:Z1、Z2——定、轉子槽數(shù);

p——極對數(shù);

s——轉差率;

f0——電源頻率。

對中小型電機齒諧波計算到2階，故k1和k2取至2，大電機可以取大值。

雙斜人字型槽可看成兩段單斜糟來進行研究，分析其參數(shù)對徑向力影響，簡單推導如下。雙斜人字型示意圖如圖1所示。

1.1 電機磁路參數(shù)與電磁激振源的匹配

異步電機氣隙磁通除了產(chǎn)生切向力，形成切向電磁轉矩以外，還產(chǎn)生隨時間和空間變化的徑向力。

根據(jù) Maxwell定律，由電機氣隙磁場產(chǎn)生，并作用于定子鐵心內(nèi)表面單位面積上的徑向電磁力正比于磁通密度的平方［1］。

通常情況下，徑向力波的階數(shù)越低，鐵心彎曲變形的相臨兩支點間距越遠，其剛度相對較差，徑向變形也越大，所以幅值較大的低次數(shù)徑向力波是引起電磁噪聲的主要根源。

低噪聲異步電機磁路參數(shù)與電磁激振源的匹配性設計要點就是在滿足基本電性能的基礎上選取合適的槽配合使力波階數(shù)盡量大，采取合理的節(jié)距、繞組分布和斜槽距使諧波磁通分量(包括繞組諧波及齒諧波分量)盡量少，優(yōu)化電機參數(shù)使定子電流和氣隙磁密的幅值盡可能小。

圖1 雙斜“人字型”示意圖

定子為直槽，轉子為斜槽，建立相對于定子靜止的坐標系，定子諧波磁場可表示為

二段斜槽轉子基波電流產(chǎn)生的諧波磁場分別為

分別與定子磁場相互作用產(chǎn)生的徑向力波為

1.2 斜槽力波特性分析

為了便于統(tǒng)一描述諧波次數(shù)，以兩次波為基波，那么p(極對數(shù))次諧波為工作波。相帶諧波:

定子齒諧波:

轉子齒諧波:

定子vb次與轉子μa次磁場力波階次和頻率:

每段轉子沿鐵心長L方向對徑向力波積分得到的對應定子鐵心的零階平均徑向力分別為

矢量合成求和便可得雙斜人字型全長上徑向力的平均值(本方案L1=L2，矢量夾角為μα):

R為轉子外徑，其系數(shù)可轉化為

式中:t2為轉子槽距，由式(13)可知，可通過選取合適的斜槽距bsk和α角參數(shù)，使徑向力幅值足夠小或者為零來削弱由徑向力引起的噪聲;同時式(14)的計算和斜槽系數(shù)一致，為把斜槽系數(shù)耦合到定子去考慮斜槽對諧波磁勢的影響提供了理論依據(jù)。本文通過該方法來優(yōu)化斜槽參數(shù)。

1.3 諧波磁勢分析

m相定子合成諧波磁動勢幅值為

式中:ν——諧波的次數(shù);

W1——線圈每相串聯(lián)匝數(shù);

kdpv——ν次諧波的繞組系數(shù)。

式中:y1——定子繞組槽節(jié)距;

τ——極距;

q——每極每相槽數(shù);

α1——槽距電角度。

轉子對ν次諧波的斜槽系數(shù)為

考慮斜槽后的繞組系數(shù)為

諧波磁動勢與基波磁動勢幅值的百分比:

1.4 電磁參數(shù)的優(yōu)化與分析

根據(jù)上面分析的低噪聲電機參數(shù)匹配性設計理論，以及考慮模具的通用性，經(jīng)多方案多參數(shù)對轉子槽形尺寸及鐵心長進行優(yōu)化，確定了某船用75 kW樣機的2種方案。表1為同規(guī)格方案優(yōu)化前后的主要參數(shù)。圖2為雙斜“人字型”結構。

表1 方案優(yōu)化前后的主要參數(shù)

圖2 雙斜“人字型”結構

按以上理論優(yōu)化后方案的徑向力波階次及頻率分析見表2，其中諧波只列出了主要的次數(shù)，諧波磁勢分析見表3，諧波次數(shù)列至二階齒諧波。

表2中()表示一階齒諧波，［］表示二階齒諧波，計算頻率為負載s=0.013 33，空載s=0對應的頻率分別為 1 150 Hz，1 250 Hz，2 500 Hz，2 400 Hz，2 600 Hz。

從表2可看出，定子齒諧波與轉子齒諧波產(chǎn)生的是高階力波，相反，定轉子間(－46，－48)，(50，－52)次諧波產(chǎn)生了二階，定子(－94，98，－10)次分別與轉子(－98，102)產(chǎn)生了四階力波，所以需要采取措施進行削弱。

表2 徑向力波階次及頻率分析

表3 諧波分量計算

從表3可看出，方案優(yōu)化后，對產(chǎn)生低階的定子次數(shù)(－46，50)和(－94，98，－10)有很大程度的削弱，基本等于零。

1.5 風扇參數(shù)的優(yōu)化

對于4極電機，同步轉速達到1 500 r/min，其通風噪聲如果不采取優(yōu)化措施，將會使電機空氣噪聲超標。經(jīng)流場和葉片應力場分析，合理選擇葉片數(shù)及形狀、葉片與風罩之間的間隙、風扇外徑和寬度等參數(shù)，優(yōu)化和特殊設計的低噪聲風扇外形如圖3所示。

圖3 低噪聲風扇

2 有限元仿真分析

Flux處理多層切片法為近似3D模型，對氣隙處理是沒有運動氣隙而當作光滑表面，與2D模型把氣隙當作壓縮運動類型有很大的不同。運用場路耦合時步瞬態(tài)場有限元方法仿真。圖4為斜槽模型多層切片法磁力線，為節(jié)省篇幅，只列出單斜槽仿真的部分波形。圖5為單斜定子電流波形及FFT分析。

選取指定路徑提取氣隙磁場的徑向和切向分量，通過后處理計算的氣隙磁密見圖6，圖7為空間域FFT得到電磁力波階次，圖8為時域FFT得到徑向電磁力頻率，表4為圖7和圖8主要的力波統(tǒng)計階次幅值和頻率。仿真時間步長Δt=0.000 2 s，提取時間從0.3 s到0.5 s，fmax=2 500 Hz。

比原方案電流135 A小，同時氣隙磁密仿真0.675 T，比原方案氣隙磁密0.745 T小。由前面的分析可知有利于減小磁動勢幅值和徑向力波的幅值，最終減少振動噪聲。

(2)由表4可看出，有限元仿真計算的力波階次及頻率和前面理論分析吻合。

由圖5～圖8及表4可看出:

(1)定子線電流仿真:

3 試驗測試與結果對比

為驗證優(yōu)化后的效果和正確性，試制了樣機，并在噪聲試驗室與同規(guī)格常規(guī)電機和船用低噪聲電機進行對比測試，測試設備采用B＆K Puls振動噪聲分析儀。彈性減振器為BE-160，加速度計布置于電機四個地腳和頂端(吊攀處)，離電機1 m外，同時測量噪聲。樣機實測現(xiàn)場，其振動加速度分析頻率為10 Hz ～8 kHz，1 dB=10－6m/s2。表5為測試結果對比，圖9～圖14為部分實測結果，其中圖9～圖10為方案1單斜槽取四地腳點均平方根1/3倍頻CPB譜圖，圖11～圖12為其中一地腳測點FFT線譜圖，圖13～圖14為同一測點彈性和剛性空載下主要電磁力對振動貢獻量。

表5 測試結果對比

由表5及圖9～圖14可知:

(1)從結構噪聲來看，優(yōu)化后的單斜槽彈性時比常規(guī)下降3 dB，比船用低噪聲下降7 dB，而雙斜槽彈性時比常規(guī)下降5 dB，比船用低噪聲下降9 dB;單斜槽剛性時比常規(guī)下降14 dB，雙斜槽剛性時比常規(guī)下降16 dB，比船用低噪聲下降4 dB。

(2)從噪聲來看，優(yōu)化后的單斜槽噪聲比常規(guī)下降16.3 dB，比船用低噪聲下降8.3 dB;雙斜槽噪聲常規(guī)下降18.3 dB，比船用低噪聲下降10.3 dB。

(3)從譜圖可看出，彈性空載影響較大對應的頻率為 1 150 Hz，1 250 Hz，1 350 Hz，剛性滿載較大對應的頻率為1 130 Hz和1 230 Hz，與仿真和分析一致。

(4)從電磁力的貢獻來看，無論是彈性還是剛性，優(yōu)化后的方案電磁力幅值都比常規(guī)和船用低噪聲要小，尤其對二階力波產(chǎn)生的1 150 Hz和1 250 Hz削弱最明顯，雙斜人字型斜槽更優(yōu)，和前面的分析吻合。

(5)從結果和對比看，驗證了優(yōu)化方案的正確性。

4 結語

(1)船用低噪聲異步電機的參數(shù)匹配性設計需要結合力波特性和諧波磁勢分析，合理選取節(jié)距和繞組分布及斜槽距，減小諧波磁通分量，尤其對產(chǎn)生的低階力波對應的諧波進行削弱，對降低電機噪聲有重大意義和針對性。

(3)雙斜人字型斜槽的合理設計可有效降低振動噪聲。

(4)低噪聲電機的風扇需進行特殊優(yōu)化設計。

［1］陳永校，諸自強，應善成.電機噪聲的分析和控制［M］.杭州:浙江大學出版社，1987.

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［3］B海捷爾，V哈馬塔.異步電機中諧波磁場的作用［M］.章名濤 俞鑫昌譯，北京:機械工業(yè)出版社，1980.

［4］VERMA S P，BALAN A.Determination of radial forces in relation to noise and vibration problems of squirrel-cage induction motors［J］.IEEE Transactions on Energy Conversion，1994(2):404-412.

［5］唐東煒，唐孝鎬.異步電動機氣隙不均勻引起的電磁力波的計算［J］.中小型電機，2000，27(1):26-27.

Optimization Design of Low Vibration and Noise for Marine Induction Motor

ZHOU Guihou，CHEN Jin，HE Haibo
(The 712 Research Institute，CSIC，Wuhan 430064，China)

Based on“multi-slice method”about skewed rotor of commercial finite element software，two programs were designed to optimize the matching on parameters of one type 75 kW 4-poles marine motor through theoretical analysis and simulation，one was conventional single-skewed rotor，the other was special double Λ type skewed rotor，and fan parameters and structure were also designed to optimize.According to prototype testing and comparing to common specifications and another low vibration and noise for the marine motor，experimental results showed that its structure’s noise and air noise were declined significantly，which verify the feasibility and correctness of the optimization on prototype motor.Besides，the manner dealing with problems was also helpful to low vibration and noise for marine induction motor optimization to some degree.

low noise;electromagnetic vibration;Λ type skewed rotor;structure's noise;matching;optimization design

TM 346

A

1673-6540(2012)07-0026-06

2012-03-05