解育男

(山東齊魯電機(jī)制造有限公司，山東濟(jì)南 250100)

0 引言

我們單位生產(chǎn)的YPT500-4變頻電機(jī)，定子部分如圖1所示。在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中發(fā)現(xiàn)當(dāng)電機(jī)運(yùn)行在43 Hz(轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速1 290 r/min，轉(zhuǎn)動(dòng)頻率21.5 Hz)時(shí)，轉(zhuǎn)子軸承在垂直于軸承的兩個(gè)方向振動(dòng)位移過(guò)大，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)電機(jī)安全運(yùn)行標(biāo)準(zhǔn)。

經(jīng)初步分析可能引起軸承部位振動(dòng)的因素有以下兩種:

一個(gè)是來(lái)自于電機(jī)定子(包括殼體)的振動(dòng)，當(dāng)定子的固有振動(dòng)頻率與轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)頻率相接近時(shí)，定子將產(chǎn)生此頻率對(duì)應(yīng)的振型，并產(chǎn)生較大的振幅，由于軸承直接安裝在定子殼體兩端，定子的振動(dòng)將對(duì)軸承部位的振幅產(chǎn)生較大的影響，可以通過(guò)改變定子殼體的結(jié)構(gòu)來(lái)改變殼體的振動(dòng)頻率，避開(kāi)工作轉(zhuǎn)動(dòng)頻率。

另一個(gè)是來(lái)自于電機(jī)轉(zhuǎn)子的振動(dòng)，經(jīng)過(guò)設(shè)計(jì)人員根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式的簡(jiǎn)單計(jì)算分析，得知轉(zhuǎn)子的第一階共振轉(zhuǎn)速大約為2 400 r/min，而電機(jī)振幅過(guò)大的轉(zhuǎn)速約為1 290 r/min，不可能是第一階模態(tài)形式的共振，但根據(jù)以往電機(jī)振動(dòng)分析經(jīng)驗(yàn)，有可能產(chǎn)生電磁激振力引起的倍頻共振，該電機(jī)目前共振時(shí)對(duì)應(yīng)的電磁激振力為86 Hz(43 Hz×2)，從電磁設(shè)計(jì)的角度無(wú)法解決，只能改變轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)來(lái)提高轉(zhuǎn)子彎曲剛度，從而提高第一階共振頻率。

經(jīng)過(guò)計(jì)算和討論，認(rèn)為由電機(jī)定子引起的可能性較大，因此決定先對(duì)電機(jī)定子進(jìn)行振動(dòng)特性分析，但不排除轉(zhuǎn)子存在共振的可能。

1 ANSYS分析模型的建立

1.1 前處理

本項(xiàng)目需要建立的有限元模型包括電機(jī)殼體、定子鐵心、定子筋及部分附屬連接結(jié)構(gòu)，根據(jù)振動(dòng)特性的分析要求，對(duì)各結(jié)構(gòu)劃分有限元網(wǎng)格并進(jìn)行材料的定義、模型連接等工作。

定子、轉(zhuǎn)子及鐵心網(wǎng)格模型如圖1、圖2所示。

表1列出各個(gè)零部件網(wǎng)格概況。

表1 各零部件網(wǎng)絡(luò)概況

1.2 模型定義

模型定義包括定義材料屬性、零部件之間的連接關(guān)系、邊界條件和工況載荷四個(gè)方面的內(nèi)容。

1.2.1 材料屬性

分析采用的材料力學(xué)性能參數(shù)如表2所示。

表2 材料力學(xué)性能參數(shù)

1.2.2 零部件之間的裝配連接關(guān)系

零部件之間的運(yùn)動(dòng)關(guān)系定義也是部件級(jí)有限元模擬的重要內(nèi)容，原則是能夠正確地模擬力的傳遞。本課題中零部件之間的連接關(guān)系如下:

1)定子與地面、軸承套、端蓋、定子機(jī)殼之間由螺栓預(yù)緊;

2)定子鐵心與定子機(jī)殼之間由6個(gè)銷(xiāo)釘固定鐵心軸向轉(zhuǎn)動(dòng);

3)轉(zhuǎn)子與定子之間由軸承連接。

1.2.3 邊界條件

邊界條件如下:

1)計(jì)算自由模態(tài)時(shí)，模型按照正確的連接關(guān)系裝配即可，無(wú)需施加邊界約束;

2)計(jì)算實(shí)際工作時(shí)的振動(dòng)模態(tài)時(shí)，需對(duì)墊板的地腳螺栓區(qū)域固定。

1.2.4 求解計(jì)算

振動(dòng)特性的分析采用Lanczos方法，機(jī)殼自由模態(tài)分析提取機(jī)殼在自由狀態(tài)下的振型及振動(dòng)頻率;機(jī)殼約束模態(tài)分析提取機(jī)殼在地腳螺栓的約束狀態(tài)下的振型及振動(dòng)頻率;定子模態(tài)分析提取定子在自由狀態(tài)下的振型及頻率。整機(jī)振動(dòng)特性分析分別采用兩種模型，一種為簡(jiǎn)化轉(zhuǎn)子為梁?jiǎn)卧哪Ｐ?，另一種為實(shí)際轉(zhuǎn)子模型，分別按照整機(jī)在實(shí)際應(yīng)用時(shí)的安裝方式，提取實(shí)際運(yùn)行狀態(tài)下的振型及頻率。

2 整機(jī)復(fù)合模態(tài)分析

通過(guò)考察電機(jī)機(jī)座、定子鐵心和兩者裝配后定子等結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性的分析結(jié)果，均不能證明電機(jī)機(jī)座及定子結(jié)構(gòu)存在共振的可能。為了進(jìn)一步分析共振原因，將轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)以梁?jiǎn)卧姆绞酱?，軸承結(jié)構(gòu)以彈簧單元代替，計(jì)算整機(jī)在實(shí)際裝配運(yùn)行狀態(tài)下的復(fù)合模態(tài)，用以辨別整機(jī)的振動(dòng)原因。

整機(jī)復(fù)合模態(tài)分析各階振型如圖3及圖4所示。

分析電機(jī)振動(dòng)可能產(chǎn)生的兩種原因，分別為轉(zhuǎn)子的機(jī)械轉(zhuǎn)動(dòng)(頻率21.5 Hz)和電磁激振力(86 Hz)，而且實(shí)際振動(dòng)情況為水平橫向振幅較大。從振動(dòng)分析結(jié)果可以看出，第一階整機(jī)振動(dòng)頻率及振型與實(shí)際不符，不是產(chǎn)生機(jī)組共振的原因，第二階振型為水平橫向振動(dòng)，頻率值與電磁激振力頻率較接近。因此可以認(rèn)為整機(jī)裝配后的聯(lián)合振動(dòng)是導(dǎo)致現(xiàn)場(chǎng)水平振幅超標(biāo)的原因，而解決的辦法是將與該振型相關(guān)的結(jié)構(gòu)剛度提高，包括機(jī)座、軸承、轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)。

3 整機(jī)復(fù)合模態(tài)下機(jī)座的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

根據(jù)整機(jī)復(fù)合模態(tài)的分析結(jié)果可以看出，加強(qiáng)機(jī)座的強(qiáng)度可以提高整機(jī)的低階共振頻率。因此對(duì)機(jī)座結(jié)構(gòu)進(jìn)行了如下一系列改動(dòng):

1)對(duì)機(jī)座的第一輪綜合優(yōu)化:添加兩端環(huán)筋，添加側(cè)壁支撐筋板，添加底部?jī)A斜支撐，端蓋厚度增加15 mm，第一輪綜合改進(jìn)方案如圖5所示。

圖5 機(jī)座結(jié)構(gòu)第一輪綜合改進(jìn)方案

機(jī)座第一輪綜合優(yōu)化后分析結(jié)果如圖6所示。

由于造成機(jī)組振幅較大的振型為水平橫向振動(dòng)，因此后續(xù)結(jié)果中主要關(guān)注水平橫向的振型及振動(dòng)頻率。

圖6 機(jī)座第一輪綜合優(yōu)化后第二階振型，93.0 Hz，橫向振動(dòng)

2)對(duì)機(jī)座的第二輪綜合優(yōu)化:在第一輪綜合優(yōu)化的基礎(chǔ)上，加厚了墊板的厚度，如圖7所示。

圖7 機(jī)座第二輪綜合改進(jìn)方案

機(jī)座第二輪綜合優(yōu)化后分析結(jié)果如圖8所示。

圖8 機(jī)座第二輪綜合優(yōu)化后第二階振型，95.0 Hz，橫向振動(dòng)

經(jīng)過(guò)分析驗(yàn)證得知，機(jī)座的加強(qiáng)能夠提高整機(jī)的水平共振頻率。但是隨著結(jié)構(gòu)的加強(qiáng)，能提高的頻率值越來(lái)越不明顯。而結(jié)構(gòu)共振是由機(jī)座、軸承、轉(zhuǎn)子三部分組成的裝配體的共振，因此有必要考慮提高轉(zhuǎn)子和軸承的剛度來(lái)達(dá)到提高整機(jī)共振頻率的目的。

4 轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性分析

圖9 轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性分析模型

由于以上分析內(nèi)容均對(duì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)化，采用的是梁?jiǎn)卧哪M方式(如圖9所示)。但是從多次分析結(jié)果及殼體優(yōu)化后的分析結(jié)果可以看出，殼體及定子結(jié)構(gòu)不存在由于轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)(共振時(shí)轉(zhuǎn)動(dòng)頻率21.5 Hz)以及電磁原因(共振時(shí)頻率43×2=86 Hz)產(chǎn)生共振的可能。而單獨(dú)改進(jìn)殼體結(jié)構(gòu)對(duì)共振頻率的提高效果不明顯，實(shí)際應(yīng)用時(shí)會(huì)使振幅略減，但不能從根本上解決共振的問(wèn)題。

因此有必要對(duì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性進(jìn)行分析。主要目的是查看是否存在由于機(jī)械旋轉(zhuǎn)或電磁激勵(lì)而產(chǎn)生的共振現(xiàn)象。

根據(jù)用戶使用頻率范圍，轉(zhuǎn)子共振頻率(嚴(yán)格地講是裝配在殼體上)需避開(kāi)由于機(jī)械旋轉(zhuǎn)造成的激振頻率(15～25 Hz)以及由于電磁倍頻造成的激振頻率(60～100 Hz)。

根據(jù)轉(zhuǎn)子的裝配方式對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行裝配模擬，對(duì)軸承支撐部位根據(jù)軸承剛度建立彈簧單元進(jìn)行支撐(結(jié)構(gòu)類(lèi)似于軸承外圈直接固定在地基上)，計(jì)算此種狀態(tài)下轉(zhuǎn)子的振動(dòng)頻率及振型。根據(jù)軸承尺寸估算軸承剛度(可能有誤差)并采用彈簧單元進(jìn)行模擬:

機(jī)座未加強(qiáng)的分析結(jié)果如圖10所示。

將該轉(zhuǎn)子與原機(jī)座未加強(qiáng)定子整機(jī)仿真裝配后，水平橫向彎曲振動(dòng)頻率:83.5 Hz，與現(xiàn)場(chǎng)使用情況比較接近，如圖10所示:

圖10 機(jī)座未加強(qiáng)整機(jī)裝配后水平橫向振型，83.5 Hz

機(jī)座加強(qiáng)后的分析結(jié)果如圖11所示。

圖11 機(jī)座加強(qiáng)后整機(jī)裝配水平橫向振型，85.8 Hz提高2.3 Hz

看來(lái)整機(jī)頻率還需要提高14.2 Hz以上才能滿足要求。如果繼續(xù)加強(qiáng)機(jī)座會(huì)使裝配體的共振頻率上升，但是加強(qiáng)機(jī)座能提高的頻率存在明顯上限。當(dāng)考慮機(jī)座為剛性時(shí)，轉(zhuǎn)子-軸承系統(tǒng)的共振頻率最高為90.2 Hz。因而只能進(jìn)行轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

5 轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

從振動(dòng)分析的角度考慮，優(yōu)化轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)提高共振頻率必須提高轉(zhuǎn)子彎曲剛度和軸承剛度。我們提高轉(zhuǎn)子彎曲剛度主要方法有:將輻板向兩側(cè)延伸、加寬輻板、加大轉(zhuǎn)子直徑、減小軸承跨距。提高軸承剛度的主要方法是將球軸承更換為圓柱軸承及三軸承結(jié)構(gòu)，但軸承剛度的計(jì)算方法為粗略計(jì)算，均比YKK產(chǎn)品有所放大。

5.1 提高轉(zhuǎn)子彎曲剛度加強(qiáng)方案及分析結(jié)果

1)輻板延長(zhǎng)并與轉(zhuǎn)子光軸長(zhǎng)度一致，如圖12所示。

圖12 轉(zhuǎn)子延長(zhǎng)輻板

2)轉(zhuǎn)子光軸部分直徑增加20 mm(φ190 mm)，如圖13所示。

圖13 增加光軸直徑

3)輻板寬度增加5 mm(45 mm)，如圖14所示。

圖14 增加輻板寬度

4)減小軸承跨距

機(jī)座兩側(cè)斷板向內(nèi)移動(dòng)20 mm(包括端蓋、軸承支座等，轉(zhuǎn)子軸承相應(yīng)內(nèi)移)，添加的兩個(gè)環(huán)筋向內(nèi)移動(dòng)80 mm，如圖15所示。

圖15 機(jī)座修改方式示意圖

5.2 提高軸承剛度方案及分析結(jié)果

由于原始設(shè)計(jì)中后端軸承為球軸承，其徑向剛度較小，從圖16轉(zhuǎn)子振型可以看出。

圖16 轉(zhuǎn)子彎曲振動(dòng)變形示意圖

加強(qiáng)軸承剛度后，結(jié)構(gòu)的整體共振頻率應(yīng)該明顯上升。但是由于無(wú)法查詢較精確的軸承剛度參數(shù)，只能依賴(lài)于現(xiàn)有經(jīng)驗(yàn)公式，其精度較低，存在較大程度的偏差。如果將原始的兩種軸承(6328、N328)替換為現(xiàn)在的三個(gè)軸承(N228與6228為前端，N228為后端)，其后端剛度將大大加強(qiáng)，因此整機(jī)振動(dòng)頻率將明顯上升。

5.3 轉(zhuǎn)子與機(jī)座優(yōu)化方案的整合

將機(jī)座、轉(zhuǎn)子的所有優(yōu)化方案進(jìn)行整合，分析結(jié)果如圖17所示。

圖17 轉(zhuǎn)子與機(jī)座優(yōu)化方案整合并加強(qiáng)軸承剛度后橫向振型，頻率109.2 Hz

橫向彎曲振動(dòng)頻率:109.2 Hz，比未加強(qiáng)前結(jié)構(gòu)提高25.7 Hz。

6 分析結(jié)果的論證及優(yōu)化方案匯總

由于結(jié)構(gòu)的改動(dòng)而使振動(dòng)頻率有25.7 Hz的提高，是整機(jī)剛度加強(qiáng)后的結(jié)果。由于原始計(jì)算值(83.5 Hz)比實(shí)際共振頻率(86 Hz)低2.5 Hz，實(shí)際結(jié)構(gòu)修改后的共振頻率應(yīng)為111.7 Hz。但由于結(jié)構(gòu)受限，尤其是轉(zhuǎn)子，不能再顯著提高其彎曲剛度。因而整機(jī)修改后的共振頻率111.7 Hz雖然高于用戶使用頻率(50×2=100 Hz)，但避開(kāi)率不高。實(shí)際用戶使用情況30～50 Hz負(fù)載運(yùn)行振動(dòng)值為0.04 mm。看來(lái)用ANSYS軟件進(jìn)行有限元輔助分析電機(jī)振動(dòng)與實(shí)際情況基本相符，對(duì)變頻電機(jī)的設(shè)計(jì)提供可靠設(shè)計(jì)依據(jù)，可信度較高。