王 韜，孫玉田，王 倩，畢純輝，茍智德

?

基于多物理場耦合的感應電機噪聲分析

王 韜1，孫玉田1，王 倩2，畢純輝1，茍智德1

（1. 哈爾濱大電機研究所，哈爾濱 150040；2. 哈爾濱理工大學，哈爾濱 150080）

感應電機的設計中，經(jīng)常要對振動和噪聲進行分析和評價。本文提出一種基于多物理場耦合的感應電機噪聲分析和研究方法。將感應電機的電磁力通過諧響應分析與振動和噪聲耦合起來，實現(xiàn)了對感應電機的振動和噪聲的求解和計算。分析的結(jié)果與實測噪聲驗證吻合得非常好，證明了這種分析方法的準確性。

感應電機；槽配合；多物理場耦合；諧響應分析；振動；噪聲

0 前言

目前，隨著經(jīng)濟的逐步提高，我國對能源的需求也逐步加大，同時對節(jié)能與環(huán)保問題給予了極大的重視。在能源網(wǎng)絡中，電機是難以或缺的一個重要樞紐。提高對電機的振動與噪聲的要求，符合我國節(jié)能與環(huán)保的國策和長期科學的可持續(xù)發(fā)展需要。電機的噪聲形成是一個復雜的物理過程，根據(jù)其形成的機理，一般可分為氣動噪聲、機械噪聲和電磁噪聲。本文僅針對感應電機的電磁噪聲進行分析和研究。

眾所周知，電機在發(fā)生電磁振動的同時形成電磁噪聲，而電磁振動的產(chǎn)生是電機的氣隙磁場在鐵心中作用產(chǎn)生電磁力的結(jié)果。這個電磁力是一個旋轉(zhuǎn)的力波，它可以分成徑向和切向兩個正交的分量。其中電磁力的徑向分量會使電機的定子發(fā)生徑向變形和振動，是電磁噪聲產(chǎn)生的主要因素；同時電磁力的切向分量由于產(chǎn)生電磁轉(zhuǎn)矩，則會使電機定子的齒部向其根部彎曲變形，是電磁噪聲產(chǎn)生的次要因素[1,2]。如果電機的電磁設計中定、轉(zhuǎn)子槽配合選取不合適，則會產(chǎn)生高頻電磁噪聲，同時也會增大電機的機殼和出線盒的振動和噪聲[3]。因此本文重點研究不同的定轉(zhuǎn)子槽配合下，電機的振動和噪聲。本文研究的結(jié)論能夠在電機設計時選擇合適的槽配合，使鐵心電磁力的力波頻率避開定子的固有頻率，從而有效降低電機的振動和噪聲，對今后的電機設計將有重要指導意義[4]。

1 感應電機電磁力波分析

設轉(zhuǎn)子槽數(shù)為2，轉(zhuǎn)子齒諧波磁場次數(shù)為，則有

根據(jù)式（1）和式（2），假設定子繞組的次諧波磁場在轉(zhuǎn)子感應出次諧波磁場，該轉(zhuǎn)子磁場與定子繞組的次諧波磁場又相互作用，產(chǎn)生的徑向力波階數(shù)為

式（4）和式（5）中為轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)差率。根據(jù)上面的分析可知，當力波次數(shù)為比較低的整數(shù)，同時產(chǎn)生這個次數(shù)力波的諧波磁場幅值比較大時，將會形成比較大的電磁噪聲[5]。

為了進一步研究不同槽配合對感應電機振動的影響，本文設計了兩臺結(jié)構(gòu)尺寸均相同、定子槽數(shù)也相同，僅僅轉(zhuǎn)子槽數(shù)不同的電機[6]。假設1號電機的定、轉(zhuǎn)子槽配合1/2為24/26，2號電機的定、轉(zhuǎn)子槽配合1/2為24/31，兩臺電機基本參數(shù)見表1。

表1 不同槽配合方式的兩臺電機基本參數(shù)

兩臺槽配合不同的電機激振電磁力波次數(shù)分別如表2和表3所示。

表2 1號電機的激振電磁力波次數(shù)(槽配合方式為24/26)

表3 2號電機的激振電磁力波次數(shù)(槽配合方式為24/31)

以上是對兩臺電機的振動和噪聲進行了定性的分析。為了確定1號電機和2號電機兩種不同槽配合方式哪一種更為合理，我們還需要對這兩臺電機定子的固有頻率和振動特性進行計算。

2 感應電機不同槽配合方式的諧響應分析

對于一個自由度為的線性系統(tǒng)，表征其受到激振的振動過程的偏微分方程如下：

式（6）中，表示點位移的階向量，()表示外部載荷向量，m表示階質(zhì)量矩陣，c表示階阻尼矩陣，k表示階剛度矩陣。

如果忽略系統(tǒng)的振動阻尼，式（6）將變?yōu)?/p>

對其求解將得到系統(tǒng)的固有頻率和振動特性。據(jù)此，我們可以建立對于感應電機的模型。本文利用ANSYS Workbench平臺進行多物理場的有限元耦合來求解1號電機和2號電機的振動和噪聲。略去無載荷狀態(tài)下的模態(tài)分析過程，其總體耦合過程如圖1所示。

首先通過ANSYS Maxwell模塊對定子齒部的電磁力進行求解，兩臺電機的齒尖所受電磁力的力密度分布如圖2所示，同時可以得到該電磁力的徑向分量和切向分量。

圖2 1號電機和2號電機的定子齒部電磁力力密度分布

然后將得到的電磁力的徑向分量和切向分量結(jié)果作為外部載荷加載給定子鐵心模型，如圖3所示。同時令兩臺電機的機殼作為邊界條件，不考慮定子鐵心與機殼之間的間隙，利用ANSYS Mechanical模塊進行諧響應分析，得到定子鐵心的振動特性[11, 12]。

圖3 電磁力的徑向與切向分量作為載荷加載

兩臺電機的齒部變形及機殼變形如圖4所示。

同時得到兩臺電機的機殼和齒尖的振動位移分布以及各自振動速率的幅頻響應和相頻響應。

從圖5~圖7中可以看出，在外部載荷的作用下0~10000Hz區(qū)間內(nèi)，兩臺電機在4800Hz下振動位移和速率達到峰值，1號電機的定子鐵心齒尖的振動速率幅值為0.71nm/s，定子機殼的振動速率幅值為0.39nm/s；2號電機定子鐵心齒尖的振動速率幅值為0.18nm/s，定子機殼的振動速率幅值為0.11nm/s。通過以上對比分析，可以發(fā)現(xiàn)從振動特性上來看，2號電機的振動幅度較小，優(yōu)于1號電機。那么產(chǎn)生的電磁噪聲的情況是否還是如此，需要進一步進行聲學分析[13]。

圖4 1號電機和2號電機振動振型視圖

圖6 1號電機和2號電機的機殼振動速率伯德圖

3 感應電機不同槽配合方式的聲學分析

根據(jù)聲學基本理論及式（7）中求解偏微分方程得到的振動速率，有

式（8）中，為空氣的密度；0為聲音在空氣中的傳播速率；W為聲波相對輻射功率；I為聲音按平面?zhèn)鞑サ穆晱姡?i>I為聲音按球面?zhèn)鞑サ穆晱奫14-15]。

將前面求解的兩臺電機機殼和定子鐵心齒尖的振動速率作為聲學分析的輸入條件，利用Acoustic模塊進行聲學分析，如圖8、圖9所示。

圖8 聲學分析的模型及邊界條件設置

觀察圖9可以發(fā)現(xiàn)，在聲場的內(nèi)部，各個點的噪聲分布幅值不相同；在徑向各個方向上聲壓級(SPL)的的分布也不相同。在徑向方向距機殼1m遠處，1號電機的電磁噪聲聲壓級最大為87.76dB；2號電機的電磁噪聲聲壓級最大為73.71dB。

通過對1號電機和2號電機的試驗進行實測，分別測得1號電機實測噪聲為85dB，2號電機的實測噪聲為74.7dB。

經(jīng)過上面的計算和分析，我們確定槽配合方式為24/26的1號電機在振動和電磁噪聲兩個指標上均不如槽配合方式為24/31的2號電機。此結(jié)果也經(jīng)過了試驗的實測進行驗證，可以確保仿真計算的準確性。

4 結(jié)論

本文以兩臺不同槽配合方式，容量為7.5kW的三相感應電機為研究對象，在對其進行槽配合力波分析的基礎上，提出了一種通過多物理場的有限元耦合進行分析和研究的方式，在求解多個問題后，最終達到了對不同槽配合方式的感應電機電磁振動和噪聲的完整分析。分析的結(jié)果與實測噪聲驗證吻合得也非常好，說明這種分析方式的準確性。最終2號電機(槽配合方式為24/31)的電磁振動和電磁噪聲均比1號電機(槽配合方式24/26)要小，這為今后的感應電機設計提供了降低振動和噪聲的指導。

[1] 陳永校, 等. 電機噪聲的分析和控制[M]. 浙江大學出版社, 1987.

[2] 陳世坤. 電機設計[M]. 機械工業(yè)出版社, 2002.

[3] 張維, 黃堅. 綜合分析槽配合與定子振動特性降低[J]. 電機與控制應用, 2013, 40(10): 1-5.

[4] 茍智德, 王靖. 汽輪發(fā)電機噪聲的測試與頻譜分析[J]. 大電機技術(shù), 2009(6):27-30.

[5] 彭兵. 近極槽表貼式永磁力矩電機轉(zhuǎn)矩性能研究[D]. 沈陽工業(yè)大學, 2012.

[6] 魏力, 章存建, 高從闖, 等. 溧蓄推力軸承外循環(huán)系統(tǒng)噪聲和振動問題分析與處理[J]. 大電機技術(shù), 2017(6):22-24.

[7] 茍智德, 富立新, 孫玉田. 貫流式發(fā)電機組的噪聲分析[J]. 大電機技術(shù), 2008(6):23-27.

[8] 黃濤, 阮江軍, 張宇嬌, 等. 基于多物理場耦合計算分析的多相異步電機設計平臺[J]. 大電機技術(shù), 2012(2):22-26.

[9] 鮑曉華, 王群京, 劉磊. 交流電機繞組的諧波分析與噪聲計算[J]. 合肥工業(yè)大學學報(自然科學版), 2004, 27(10): 1252-1255.

[10] 朱海峰. 異步電機電磁激振力分析[D]. 浙江大學 2013.

[11] Hwang S M, Eom J B, Hwang G B, et al. Cogging torque and acoustic noise reduction in permanent magnet motors by teeth pairing[J]. Magnetics IEEE Transactions on, 2000, 36(5):3144-3146.

[12] 王強, 何海波. 多相感應推進電機振動分析研究[J]. 大電機技術(shù), 2017(3):37-40.

[13] 崔淑梅, 于天達, 宋立偉. 基于ANSYS和SYSNOISE的電機噪聲仿真分析方法[J]. 電機與控制學報, 2011, 15(9): 63-67.

[14] Ocak H, Loparo K A. Estimation of the running speed and bearing defect frequencies of an induction motor from vibration data[J]. Mechanical Systems & Signal Processing, 2004, 18(3):515-533.

[15] Chiba A, Fukao T, Rahman M A. Vibration Suppression of a Flexible Shaft With a Simplified Bearingless Induction Motor Drive[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2008, 44(3):745-752.

Research on Noise Analysis Based on Multi-physics Field Coupling for Induction Motor

WANG Tao1, SUN Yutian1, WANG Qian2, BI Chunhui1, GOU Zhide1

(1. Harbin Institute of Large Electrical Machinery, Harbin 150040, China; 2. Harbin University of Science and Technology, Harbin 150080, China)

Electromagnetic vibration and noise analysis is often required for the design of induction motor. In this paper, a noise analysis and research method of induction motor based on multi-physics field coupling is proposed. The electromagnetic force of induction motor is coupled with vibration and noise by harmonic response analysis, and the electromagnetic vibration and noise of induction motor are solved and calculated.The simulation results show that the proposed method can accurately verified the experimental results very well.

induction motor; slot combination; multi-physics field coupling; harmonic response analysis; vibration; noise

TM314

A

1000-3983(2018)03-0011-04

2017-06-12

王韜（1984-），2011年畢業(yè)于湖南大學，碩士，工程師，現(xiàn)從事電機電磁分析研究工作。