船用高速發(fā)電機(jī)基波磁場(chǎng)下機(jī)座電磁振動(dòng)

張賢彪， 王　東， 顧太平， 劉德志

(海軍工程大學(xué) 艦船綜合電力技術(shù)國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢　430033)

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船用高速發(fā)電機(jī)基波磁場(chǎng)下機(jī)座電磁振動(dòng)

張賢彪， 王東， 顧太平， 劉德志

(海軍工程大學(xué) 艦船綜合電力技術(shù)國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢430033)

摘要：以船用高速同步發(fā)電機(jī)為對(duì)象進(jìn)行電磁振動(dòng)特性分析。用有限元法計(jì)算空載下電機(jī)基波氣隙磁場(chǎng)引起的徑向電磁力波在機(jī)座機(jī)腳處垂向振動(dòng)加速度。通過對(duì)不同機(jī)座安裝方式、材料剛度及結(jié)構(gòu)阻尼的振動(dòng)仿真對(duì)比，分析影響振動(dòng)加速度主因及有限元模型簡化處理對(duì)計(jì)算結(jié)果影響。用三維諧波場(chǎng)及瞬態(tài)場(chǎng)有限元法計(jì)算機(jī)腳振動(dòng)加速度，用電動(dòng)機(jī)運(yùn)行法測(cè)試發(fā)電機(jī)空載下機(jī)座機(jī)腳振動(dòng)加速度。結(jié)果表明，仿真與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，機(jī)座及機(jī)腳振動(dòng)受機(jī)座安裝方式影響較大，定子振幅受材料彈性模量響應(yīng)較大，在彈性安裝/自由狀態(tài)下機(jī)座形變分布主要受結(jié)構(gòu)阻尼影響。該結(jié)果可為船用高速電機(jī)減振降噪設(shè)計(jì)、研究提供依據(jù)及參考。

關(guān)鍵詞：電磁振動(dòng)；基波磁場(chǎng)；船用發(fā)電機(jī)；有限元法

由于對(duì)船舶聲隱身性能要求提高，振動(dòng)、噪聲已成為衡量船用發(fā)電機(jī)的主要技術(shù)指標(biāo)之一。電機(jī)振動(dòng)按產(chǎn)生機(jī)理可分為電磁、機(jī)械及空氣動(dòng)力三類[1]。其中，電磁振動(dòng)主要為氣隙磁場(chǎng)引起電磁力振動(dòng)(暫不考慮磁致伸縮引起的振動(dòng)[2-3]及定子端部磁場(chǎng)引起的繞組振動(dòng)[4])，作為電機(jī)的寄生效應(yīng)[5]廣受關(guān)注。電磁力按氣隙磁場(chǎng)作用方向可分為徑向、切向及軸向力，徑向力中一般考慮基波磁場(chǎng)產(chǎn)生的倍頻力波及由定轉(zhuǎn)子諧波磁場(chǎng)相互作用產(chǎn)生的徑向力波，為電磁振動(dòng)主要激勵(lì)源。各徑向力波作用于定轉(zhuǎn)子鐵心，使定子鐵心、機(jī)座及轉(zhuǎn)子出現(xiàn)隨時(shí)間周期性變化的徑向形變(振幅)。

目前對(duì)各類電機(jī)電磁振動(dòng)研究多針對(duì)定子鐵心及機(jī)座。對(duì)振動(dòng)激勵(lì)源及傳遞途徑，通過分析徑向電磁力波模型及機(jī)座結(jié)構(gòu)模態(tài)，可揭示氣隙長度、槽配合、轉(zhuǎn)子槽形等主要電磁參數(shù)對(duì)電磁力波影響規(guī)律及結(jié)構(gòu)固有振動(dòng)特性。以電磁力波避開結(jié)構(gòu)固有頻率及模態(tài)階次為主要原則，整體優(yōu)化電機(jī)電磁、結(jié)構(gòu)參數(shù)實(shí)現(xiàn)電機(jī)低電磁振動(dòng)[6-12]。對(duì)振動(dòng)響應(yīng)，由于氣隙電磁場(chǎng)與定子振動(dòng)為弱耦合關(guān)系[13-14]，主要采用電磁場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)相結(jié)合的有限元法[15]；據(jù)電機(jī)實(shí)際安裝方式及分析方便，計(jì)算工況多為電機(jī)空載運(yùn)行，且機(jī)座與基礎(chǔ)之間為剛性約束或自由狀態(tài)[16]。

由于基波磁場(chǎng)產(chǎn)生的倍頻力波存在階次低、幅值大且難以削弱等特點(diǎn)，是電磁振動(dòng)激勵(lì)源的主要分量。實(shí)現(xiàn)船用高速發(fā)電機(jī)低電磁振動(dòng)優(yōu)化設(shè)計(jì)，需分析基波磁場(chǎng)產(chǎn)生的倍頻力波振動(dòng)。為此，本文以船用高速同步發(fā)電機(jī)為對(duì)象，用機(jī)腳振動(dòng)加速度參數(shù)作為振動(dòng)響應(yīng)表征，采用磁場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)相結(jié)合的有限元法計(jì)算空載下電機(jī)基波氣隙磁場(chǎng)產(chǎn)生的倍頻力波振動(dòng)。通過對(duì)不同機(jī)座安裝方式、材料剛度及結(jié)構(gòu)阻尼的振動(dòng)仿真對(duì)比，分析影響振動(dòng)加速度主因及有限元模型簡化對(duì)計(jì)算結(jié)果影響，在此基礎(chǔ)上分別采用三維諧波場(chǎng)及瞬態(tài)場(chǎng)有限元法計(jì)算機(jī)腳振動(dòng)加速度，并實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

1電磁振動(dòng)數(shù)學(xué)模型

1.1電磁振動(dòng)響應(yīng)模型

多自由度系統(tǒng)由彈性恢復(fù)力、阻尼力、慣性力及電磁激振力形成的平衡系統(tǒng)，據(jù)達(dá)朗貝爾原理得運(yùn)動(dòng)方程為

(1)

運(yùn)動(dòng)方程在模態(tài)坐標(biāo)系下分解為n個(gè)獨(dú)立方程，令{u}=[s]{η}，則有

(2)

電機(jī)氣隙基波磁密為B(θ,t)=B0cos(pθ-wet)。其中B0為基波磁密幅值；p為電機(jī)極對(duì)數(shù)；θ為定子圓周相位；we為電頻率。作用于定子鐵心內(nèi)表面單位面積的徑向磁拉力正比于磁通密度平方，即：f(θ,t)=B2(θ,t)/(2μ0)，其中μ0為氣隙長度。不考慮常數(shù)項(xiàng)，得倍頻力波為

f(θ,t)=f0cos(2wet-2pθ)

(3)

據(jù)式(3)，設(shè){f}=(f0)cos(2wet)，則{h}=[s]T[M]-1(f0)cos(2wet)={H0}cos(2wet)，代入式(2)求解得穩(wěn)態(tài)電磁振動(dòng)響應(yīng)為

(4)

式中：H0i為模態(tài)坐標(biāo)下第i階廣義電磁力波幅值；φi為模態(tài)坐標(biāo)下第i階節(jié)點(diǎn)位移向量相位。

已知{u}=[s]{η}，代入式(4)得

(5)

式中：s(i)為坐標(biāo)系變換矩陣第i階元素。

由式(5)可知，振動(dòng)響應(yīng)幅度與電磁力波幅值H0i成正比，阻尼比ξi越大振幅ui越小，并與電頻率we及模態(tài)頻率wi密切相關(guān)。以定子電磁振動(dòng)為例，倍頻力波頻率與定子模態(tài)頻率相等且階次相同時(shí)(wi=2we,i=2p)，電機(jī)定子振幅最大。

1.2定子結(jié)構(gòu)模型

結(jié)構(gòu)固有頻率隨剛度增大而增大，隨質(zhì)量增大而減小。對(duì)形狀及尺寸一定的均勻材料結(jié)構(gòu)，增加材料彈性模量或減小材料密度能提高固有頻率，反之則降低。定子繞組由多匝電磁線經(jīng)絕緣包扎、浸漆處理后形成，與實(shí)心導(dǎo)電用銅結(jié)構(gòu)不同，其彈性模量遠(yuǎn)小于實(shí)心結(jié)構(gòu)(E=1.08×1011N/m2)，但質(zhì)量與實(shí)心結(jié)構(gòu)相當(dāng)。有限元建模中，繞組多被作為附加質(zhì)量計(jì)入鐵心或鐵心磁極[17]。而對(duì)較大型定子結(jié)構(gòu)，有效部分繞組對(duì)固有頻率影響較大，不能簡單以附加質(zhì)量形式計(jì)算[18]。故分析繞組對(duì)振動(dòng)影響時(shí)忽略端部結(jié)構(gòu)，有效部分按均勻?qū)嶓w建模，選不同彈性模量進(jìn)行計(jì)算。

定子鐵心由硅鋼片疊壓而成，與實(shí)心結(jié)構(gòu)不同。在各向異性模型中有一各向同性面(徑向平面xoy)，z向?yàn)榀B壓方向，其彈性模量Ez相對(duì)較低。定子鐵心材料參數(shù)模型為

(6)

式中：Er，vr，Gxy為徑向彈性模量、泊松比及剪切模量。參數(shù)值由硅鋼材料決定；Ez與疊壓工藝有關(guān)，須通過試驗(yàn)測(cè)試。鐵心彈性模量一般取Er=2.0×1011N/m2，Ez=1.5×1011N/m2。

為分析定子鐵心對(duì)振動(dòng)影響，分別按各向同性、異性對(duì)比計(jì)算。

1.3機(jī)座結(jié)構(gòu)模型

船用發(fā)電機(jī)座通過隔振器安裝在基礎(chǔ)上，為彈性安裝。有限元建模中忽略隔振器質(zhì)量只計(jì)其連接剛度，采用彈性模擬。據(jù)隔振器隔振頻率fL及額定載荷ML計(jì)算垂向連接剛度為

KL=ML(2πfL)2

(7)

連接剛度越大機(jī)座固有頻率越高。為分析安裝方式對(duì)振動(dòng)影響，對(duì)比計(jì)算機(jī)座自由狀態(tài)、剛性及彈性安裝三種方式的振動(dòng)響應(yīng)。機(jī)座主要為普通鋼結(jié)構(gòu)，阻尼比ξ一般直接按經(jīng)驗(yàn)值0.02計(jì)算，或分解為質(zhì)量阻尼及剛度阻尼系數(shù)后計(jì)算，即

(8)

式中：α，β為質(zhì)量、剛度阻尼系數(shù)，經(jīng)驗(yàn)值分別取3.0及0.0001。為分析結(jié)構(gòu)阻尼對(duì)振動(dòng)影響，對(duì)比計(jì)算有、無阻尼振動(dòng)響應(yīng)。

2三維有限元模型及分析

船用發(fā)電機(jī)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)主要包括電機(jī)定子、機(jī)座(隔板、底板、側(cè)板、機(jī)腳)、轉(zhuǎn)子與端蓋式軸承及定子以上部件(整流裝置、勵(lì)磁裝置、風(fēng)機(jī)等)。定子及機(jī)座見圖1，其中1為定子，2為側(cè)板，3為機(jī)腳，4為底板，5為隔板。

圖1　定子及機(jī)座三維虛擬樣機(jī)圖Fig.1 Structure of stator core and frame

為便于有限元建模，對(duì)定子及機(jī)座作常規(guī)簡化：① 忽略定子通風(fēng)槽、繞組端部等結(jié)構(gòu)對(duì)計(jì)算影響，將其簡化為圓筒；繞組與鐵心固連，鐵心與隔板固連。② 忽略結(jié)構(gòu)焊接部分，將隔板、側(cè)板、底板各部分視為固連。③ 忽略對(duì)計(jì)算影響不大的孔、槽及倒角等。整機(jī)采用體單元SOLID186，定子模型采用六面體網(wǎng)格劃分。該發(fā)電機(jī)極對(duì)數(shù)為2?？蛰d、額定轉(zhuǎn)速下定子徑向電磁力波作用在定子內(nèi)表面，有限元模型見圖2。

圖2　定子及機(jī)座有限元模型Fig.2 Finite element model of stator core and frame

分別采用三維諧波場(chǎng)、瞬態(tài)場(chǎng)有限元法計(jì)算機(jī)腳處4個(gè)振動(dòng)測(cè)點(diǎn)的平均加速度。瞬態(tài)場(chǎng)分析采用Full完全法，選加載時(shí)間為5個(gè)周期，每周期分40個(gè)載荷步。為獲得穩(wěn)定振動(dòng)，只分析最后一個(gè)周期數(shù)據(jù)結(jié)果。

3振動(dòng)特性分析

3.1機(jī)座自由狀態(tài)下振動(dòng)影響因素分析

3.1.1定子、機(jī)座形變

機(jī)座為自由狀態(tài)時(shí)機(jī)腳無自由度約束。定子分兩種處理情況：① 低模量：繞組按均勻?qū)嶓w銅建模，不考慮彈性模量，鐵心疊壓結(jié)構(gòu)按各向異性建模，徑向彈性模量取2.0×1011N/m2，疊加方向取1.5×1011N/m2。② 高模量：繞組按均勻?qū)嶓w銅建模，彈性模量取1.08×1011N/m2；鐵心疊壓結(jié)構(gòu)按各向同性建模，彈性模量取2.0×1011N/m2。機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)阻尼處理為有阻尼時(shí)阻尼比取0.02，無阻尼時(shí)阻尼比取0。定子為低模量下機(jī)座形變見圖3。由圖3可知，有結(jié)構(gòu)阻尼機(jī)座最大形變主要集中在側(cè)板上半部及尾部隔板處；無結(jié)構(gòu)阻尼機(jī)座最大形變量主要集中在側(cè)板、底板頭部。有結(jié)構(gòu)阻尼時(shí)定子形變見圖4。

圖3　機(jī)座自由狀態(tài)形變?cè)茍DFig.3 Deformation distribution of frame in free installation

圖4　機(jī)座自由狀態(tài)下的定子形變?cè)茍DFig.4 Deformation distribution of stator core with free installed frame

機(jī)座自由狀態(tài)下定子、機(jī)座形變見表1。由表1知，有、無結(jié)構(gòu)阻尼下定子最大形變值基本相同。無阻尼下機(jī)座最大形變量較大，主要分布在機(jī)座頭部；相反，有阻尼的機(jī)座最大形變量較小，且主要分布在機(jī)座尾部。機(jī)座及定子最大形變量隨材料彈性模量增大而減小。因此，對(duì)自由狀態(tài)，機(jī)座最大形變量及分布主要受阻尼影響，而最大形變量隨阻尼及定子材料的彈性模量增大而減小。定子最大形變量主要受材料彈性模量影響。

表1　自由狀態(tài)下的定子及機(jī)座形變

3.1.2機(jī)腳垂向加速度

自由狀態(tài)下機(jī)腳振動(dòng)加速度見表2。由表2知，較結(jié)構(gòu)阻尼的機(jī)腳垂向振動(dòng)，有結(jié)構(gòu)阻尼最大加速度值較小，平均加速度值較大。定子為高模量時(shí)加速度小于低模量。由此得機(jī)座自由狀態(tài)的機(jī)腳垂向平均加速度級(jí)為111～112 dB。

表2　自由狀態(tài)下機(jī)腳垂向振動(dòng)加速度

3.2機(jī)座剛性安裝的振動(dòng)影響因素分析

3.2.1定子、機(jī)座形變

機(jī)座剛性安裝時(shí)，將機(jī)腳與隔振器螺栓連接視為與基礎(chǔ)固連，約束垂向位移為0。定子低模量下機(jī)座形變見圖5。由圖5知，有、無結(jié)構(gòu)阻尼的機(jī)座最大形變量及分布基本一致，形變主要集中在機(jī)座中部及頭部底板。

圖5　機(jī)座剛性安裝的形變?cè)茍DFig.5 Deformation distribution of frame in fixed installation

剛性安裝的定子、機(jī)座形變見表3。由表3看出，剛性安裝時(shí)機(jī)座、定子形變量及分布穩(wěn)定，受結(jié)構(gòu)阻尼及材料彈性模量影響較小。

表3　剛性安裝定子、機(jī)座形變

3.2.2機(jī)腳垂向振動(dòng)加速度

剛性安裝的機(jī)腳振動(dòng)加速度見表4。由表4可知，此時(shí)振動(dòng)加速度受結(jié)構(gòu)阻尼影響可忽略；定子為高模量時(shí)機(jī)腳振動(dòng)加速度略小于低模量。

表4　剛性安裝機(jī)腳垂向振動(dòng)加速度

3.3機(jī)座彈性安裝的振動(dòng)影響因素分析

機(jī)座彈性安裝時(shí)隔振器按彈簧單元建模。據(jù)計(jì)算結(jié)果分析知，此時(shí)形變及機(jī)腳振動(dòng)加速度與自由狀態(tài)的值基本一致。定子為低模量的機(jī)座形變見圖6。

圖6　彈性安裝的機(jī)座形變?cè)茍DFig.6 Deformation distribution of frame in flexible installation

彈性安裝時(shí)機(jī)腳振動(dòng)加速度見表5。

表5　彈性安裝機(jī)腳垂向加速度

3.4振動(dòng)特性分析

據(jù)機(jī)座不同安裝方式的振動(dòng)影響因素分析知，① 機(jī)座形變主要受安裝方式影響，安裝剛度越大機(jī)座形變量越小。剛性安裝時(shí)機(jī)座形變基本不受結(jié)構(gòu)阻尼及定子材料彈性模量影響；彈性安裝或自由狀態(tài)時(shí)形變分布主要受結(jié)構(gòu)阻尼影響，形變量隨阻尼及彈性模量增大而減小。② 定子形變量主要受彈性模量影響，其次為機(jī)座安裝方式，基本不受結(jié)構(gòu)阻尼影響。彈性模量越高或機(jī)座安裝剛度越大定子最大形變量越小。③ 機(jī)腳垂向加速度受機(jī)座安裝方式影響最大，其次為材料彈性模量，基本不受結(jié)構(gòu)阻尼影響。安裝剛度或彈性模量越大振動(dòng)越小。剛性安裝的彈性模量對(duì)振動(dòng)影響相較彈性安裝小，因安裝方式影響占主導(dǎo)。④ 已知電機(jī)彈性安裝，機(jī)腳加速度分布式測(cè)量，取平均加速度值作為測(cè)試結(jié)果。定子繞組實(shí)際結(jié)構(gòu)中因絕緣、槽楔等其彈性模量較低，繞組按均勻?qū)嶓w銅建?？刹挥?jì)彈性模量；鐵心疊壓結(jié)構(gòu)應(yīng)按各向異性建模，因此機(jī)座彈性安裝且定子低模量時(shí)機(jī)腳振動(dòng)平均值加速度更符合電機(jī)實(shí)際安裝及定子鐵心結(jié)構(gòu)。仿真計(jì)算值為111～112 dB。

4實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證及分析

電磁振動(dòng)實(shí)驗(yàn)中，為避免軸系耦合對(duì)振動(dòng)測(cè)量的影響，將發(fā)電機(jī)作為同步電動(dòng)機(jī)空載運(yùn)行，通過三相變頻器拖動(dòng)至額定轉(zhuǎn)速。機(jī)座通過4個(gè)隔振器與試驗(yàn)底板連接，振動(dòng)測(cè)點(diǎn)布置在機(jī)座與減振器的連接螺栓處，測(cè)量機(jī)腳垂向加速度。電磁振動(dòng)測(cè)試方案見圖7。圖中，1為振動(dòng)測(cè)點(diǎn)，2為隔振器，3為試驗(yàn)底板。

圖7　電磁振動(dòng)測(cè)試方案Fig.7 Test scheme of electromagnetic vibration

采用同一電機(jī)定子、機(jī)座，分別裝配3種不同結(jié)構(gòu)軸承進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試。4個(gè)測(cè)點(diǎn)主要倍頻(對(duì)轉(zhuǎn)頻而言)振動(dòng)分量見表6。據(jù)電機(jī)軸承轉(zhuǎn)速、載荷及穩(wěn)定性要求等選擇可傾瓦軸承，常用結(jié)構(gòu)形式有4片、5片瓦兩種。表6中A為4片瓦軸承；B、C為5片瓦軸承。據(jù)上、下側(cè)瓦片數(shù)不同分別為上側(cè)兩片、下側(cè)三片及上側(cè)三片、下側(cè)兩片?；ù艌?chǎng)產(chǎn)生的倍頻力波為電頻率的2倍、轉(zhuǎn)頻的4倍。由表6知， 4倍轉(zhuǎn)頻平均垂向加速度為0.51～ 0.99 m/s2，轉(zhuǎn)換成分貝為114.2～119.9 dB。仿真結(jié)果為111～112 dB，與實(shí)測(cè)值基本一致，相對(duì)誤差為2%～7%。仿真誤差主要源于有限元求解及模型簡化處理。

表6　主要倍頻振動(dòng)分量

為排除有限元求解誤差，對(duì)比三維諧波場(chǎng)及瞬態(tài)場(chǎng)有限元法，所求機(jī)腳垂向加速度相對(duì)誤差見表7。由表7知，用兩種方法計(jì)算的差值較小，相對(duì)誤差在3%以內(nèi)，由此知，有限元求解誤差較小。在有限元模型常規(guī)簡化中，由于忽略過盈裝配連接及焊接部分，將機(jī)座、定子鐵心及繞組視為整體，使整個(gè)結(jié)構(gòu)剛性增加，造成計(jì)算結(jié)果偏小。鐵心疊片結(jié)構(gòu)取各向異性，徑向彈性模量按經(jīng)驗(yàn)取值2.0×1011N/m2，該值偏大而使計(jì)算結(jié)果偏小。

表7　加速度相對(duì)誤差

5結(jié)論

通過對(duì)船用高速發(fā)電機(jī)基波磁場(chǎng)下機(jī)座電磁振動(dòng)特性有限元仿真分析，結(jié)論如下：

(1) 機(jī)腳垂向加速度受機(jī)座安裝方式影響最大，定子材料彈性模量次之，結(jié)構(gòu)阻尼無影響。機(jī)座安裝剛度或定子彈性模量越大振動(dòng)越小。

(2) 機(jī)座電磁振幅(形變量)及分布主要受機(jī)座安裝方式影響。剛性安裝時(shí)機(jī)座形變基本不受結(jié)構(gòu)阻尼及彈性模量影響；彈性安裝或自由狀態(tài)時(shí)形變分布主要受結(jié)構(gòu)阻尼影響，形變量隨結(jié)構(gòu)阻尼及材料彈性模量增大而減小。

(3) 定子形變量主要受彈性模量影響，其次為機(jī)座安裝方式，結(jié)構(gòu)阻尼無影響。彈性模量越高或機(jī)座安裝剛度越大定子最大形變量越小。

(4) 機(jī)腳垂向加速度仿真值與實(shí)測(cè)值基本一致，相對(duì)誤差為2%～7%；有限元求解誤差較小，用兩種有限元求解的機(jī)腳垂向加速度級(jí)相對(duì)誤差在3%以內(nèi)；有限元建模中對(duì)各結(jié)構(gòu)簡化處理會(huì)導(dǎo)致仿真誤差。

參 考 文 獻(xiàn)

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基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃973項(xiàng)目(2013CB035601);國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51137005,51222705)

收稿日期：2014-09-18修改稿收到日期：2014-11-06

通信作者王東 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1978年生

中圖分類號(hào):TH113

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.02.033

Electromagnetic vibration characteristics of marine high-speed generator framederived from fundamental magnetic field

ZHANG Xian-biao, WANG Dong, GU Tai-ping, LIU De-zhi

(National Key Laboratory for Vessel Integrated Power System Technology,Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

Abstract:With the increase of speed and power-density, the vibration problem of marine high-speed generator has become much more severe. Aiming at this problem, the vertical vibration acceleration at the machine feet of a marine high-speed synchronous generator was studied by finite element method (FEM), which is derived from the radial electromagnetic force due to the fundamental air-gap magnetic field in no-load condition. The vibration characteristicsis were analysed under different type of frame installations, different material stiffness and different structural damping. The main influential factors were classified clearly by comparative analysis. Moreover, the simplification of finite element model was introduced. The vibration acceleration at the machine feet was calculated by using the three dimensional harmonic field FEM and the transient field FEM respectively. The tested vertical vibration acceleration at machine feet of marine high-speed synchronous generator when running as a no-load motor was presented. The simulation results were compared with the test results, where a substantial agreement was achieved. The results show that frame and feet’s vibrations are impacted by installations greatly and the material stiffness is the main influential factor of stator’s vibration amplitude. Moreover, the frame’s damping has a significant effect on the vibration amplitude distribution under free or flexible installation. The results provide a theoretical reference to the analysis of marine high-speed generator vibration and noise reduction.

Key words:electromagnetic vibration; fundamental magnetic field; marine generator; finite element method

第一作者 張賢彪 男，博士生，1986年10月生