傅 搏,龔 俊,張小平

(1.湖南科技大學(xué) 海洋礦產(chǎn)資源探采裝備與安全技術(shù)國(guó)家地方聯(lián)合工程實(shí)驗(yàn)室, 湖南 湘潭 411021; 2.湖南科技大學(xué) 信息與電氣工程學(xué)院, 湖南 湘潭 411021)

0 引言

交流牽引電機(jī)因具有調(diào)速范圍寬、運(yùn)行可靠、維護(hù)方便等特點(diǎn)而廣泛應(yīng)用于軌道交通、電動(dòng)汽車、礦用電機(jī)車等眾多領(lǐng)域[1-3]。然而由于其運(yùn)行時(shí)存在較大的噪聲,對(duì)其推廣應(yīng)用造成了不利影響,因此對(duì)其開展降噪研究具有重要意義。

在引起交流牽引電機(jī)噪聲的諸多因素中,電磁噪聲是其主要因素[4],因此,如何有效抑制其電磁噪聲是降低電機(jī)噪聲的關(guān)鍵所在。目前國(guó)內(nèi)外在降低交流牽引電機(jī)電磁噪聲方面已開展了大量研究并提出了多種方法[4],其中尤以通過(guò)優(yōu)化電機(jī)結(jié)構(gòu)來(lái)降低其電磁噪聲的效果較為明顯,因而得到了國(guó)內(nèi)外研究者的廣泛重視,并取得了系列成果。其中,文獻(xiàn)[5]對(duì)比分析了籠型感應(yīng)電機(jī)轉(zhuǎn)子直槽與斜槽2種結(jié)構(gòu),結(jié)果表明其斜槽結(jié)構(gòu)具有更好的降噪效果;文獻(xiàn)[6]提出了一種雙斜槽的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu),有效降低了其電磁噪聲;文獻(xiàn)[7]則提出在轉(zhuǎn)子表面開輔助槽的方法,取得了較好的降噪效果;文獻(xiàn)[8]通過(guò)對(duì)電機(jī)定子槽寬度、定子齒開孔半徑、定轉(zhuǎn)子間氣隙等參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,達(dá)到了降低其電磁噪聲的效果;文獻(xiàn)[9]則針對(duì)電機(jī)不同定轉(zhuǎn)子槽數(shù)進(jìn)行了對(duì)比分析,表明設(shè)計(jì)合理的定轉(zhuǎn)子槽數(shù)能達(dá)到有效降低其電磁噪聲的效果;文獻(xiàn)[10]通過(guò)改變電機(jī)定子齒的形狀,降低了其電磁噪聲;此外,文獻(xiàn)[11]還提出了一種基于定子齒肩削角的交流牽引電機(jī)降噪方法,有效降低了其電磁噪聲;文獻(xiàn)[12]則針對(duì)定子槽寬、槽高及槽底圓半徑等參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,取得了明顯的降噪效果;文獻(xiàn)[13]通過(guò)對(duì)轉(zhuǎn)子開輔助槽的槽型、槽寬、槽深及槽間角度等參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,取得了較好的降噪效果;文獻(xiàn)[14]則提出在電機(jī)定子齒冠開輔助槽的方法,有效降低了其電磁噪聲;文獻(xiàn)[15]通過(guò)對(duì)比分析定轉(zhuǎn)子槽寬對(duì)電磁噪聲的影響,表明合理的槽寬可有效抑制其電磁噪聲等。

雖然以上方法在降低交流牽引電機(jī)電磁噪聲方面取得了不同程度的效果,但離實(shí)際應(yīng)用要求卻仍有距離,同時(shí)現(xiàn)有方法還存在使電機(jī)效率受到不同程度影響的問(wèn)題[16]。為此,本文中提出一種基于定子槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化的交流牽引電機(jī)電磁降噪設(shè)計(jì)方法。闡述了該方法的基本原理與具體設(shè)計(jì)方法,并對(duì)其進(jìn)行了技術(shù)效果驗(yàn)證。

1 交流牽引電機(jī)降噪機(jī)理分析

如上所述,本文中針對(duì)交流牽引電機(jī)存在電磁噪聲過(guò)大的問(wèn)題,提出一種基于定子槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化的交流牽引電機(jī)電磁降噪設(shè)計(jì)方法,該方法通過(guò)在交流牽引電機(jī)定子槽底部合適位置開出相應(yīng)的矩形槽口,取得了有效抑制其電磁噪聲的效果,其開槽如圖1所示,具體為:首先從定子槽底部某側(cè)邊開始,在其槽寬范圍內(nèi)確定開槽位置,并在該位置開出相應(yīng)的矩形槽口;再確定所開矩形槽口尺寸,從而達(dá)到降噪的目的。圖1中,b1為定子槽的寬度,b2為定子槽某側(cè)邊至矩形槽口的距離,x、y分別為矩形槽口長(zhǎng)、寬邊的尺寸,h1為定子槽底至定子通風(fēng)孔的距離,h2為定子軛部的高度。

圖1 定子槽底部開槽示意圖

作用于交流牽引電機(jī)定子齒表面單位面積上徑向電磁力的表達(dá)式為[17]:

(1)

式(1)中:Bδ(θ,t)為氣隙磁通密度;μ0為真空磁導(dǎo)率;μ0=4π×10-7H/m。

由式(1)可見,作用于定子齒表面單位面積上的徑向電磁力取決于氣隙磁通密度,而氣隙磁通密度又等于氣隙磁動(dòng)勢(shì)和氣隙磁導(dǎo)的乘積[18],即:

Bδ(θ,t)=Fδ(θ,t)Λδ(θ,t)

(2)

式(2)中:Fδ(θ,t)為氣隙磁勢(shì);Λδ(θ,t)為氣隙磁導(dǎo)。

電機(jī)主磁通經(jīng)過(guò)定子齒和定子軛、氣隙、轉(zhuǎn)子軛和轉(zhuǎn)子齒形成閉合回路[19],其相應(yīng)的磁通路徑如圖2所示。

圖2 電機(jī)磁通路徑

其中,流過(guò)定子軛部的主磁通Φ可表示為:

Φ=B2S2

(3)

式(3)中:B2為定子軛部的磁通密度;S2為定子軛部的截面積。其中磁通密度又表示為:

B2=μ2H2

(4)

式(4)中:μ2為定子軛部的磁導(dǎo)率;H2為定子軛部的磁場(chǎng)強(qiáng)度。

如果忽略定子槽的漏磁通,即假設(shè)其主磁通Φ全部流經(jīng)其定子軛部和齒部,則針對(duì)其定子槽底部開槽處理前后的磁場(chǎng)分布如圖3所示。

圖3 定子槽底部開槽前后磁場(chǎng)分布圖

根據(jù)安培環(huán)路定律[20],針對(duì)其定子槽底部開槽處理前,其軛部的磁壓降可表示為:

U2=H2-1l2-1+H2-2l2-2+H2-3l2-3

(5)

式(5)中:H2-1、H2-2、H2-3分別表示定子軛部各段磁路的磁場(chǎng)強(qiáng)度;l2-1、l2-2、l2-3分別表示各段磁路的長(zhǎng)度。

U′2=H2-1l2-1+H′2-2l′2-2+H2-3l2-3

(6)

式(6)中:U′2為定子槽底部開槽后定子軛部的磁壓降;H′2-2為開槽處的磁場(chǎng)強(qiáng)度;l′2-2為開槽處磁路長(zhǎng)度。

由于H′2-2>H2-2、l′2-2>l2-2,因而有U′2>U2,即定子槽底部開槽后,其軛部的總磁壓降將增加,因而將導(dǎo)致其氣隙的磁勢(shì)減少,并進(jìn)而導(dǎo)致其氣隙的徑向電磁力下降。

2 定子槽底部開槽處理機(jī)械強(qiáng)度分析

為驗(yàn)證在針對(duì)交流牽引電機(jī)定子槽底部開槽處理后是否會(huì)對(duì)其機(jī)械強(qiáng)度產(chǎn)生影響,對(duì)其開槽處理后的定子結(jié)構(gòu)進(jìn)行相應(yīng)的機(jī)械強(qiáng)度分析,具體如下。

2.1 建立交流牽引電機(jī)有限元模型

以某交流牽引電機(jī)為例,其主要參數(shù)如表1所示,并根據(jù)表1所示參數(shù)建立其有限元模型,如圖4所示。

2.2 定子槽底部開槽前后機(jī)械強(qiáng)度分析

首先建立交流牽引電機(jī)定子槽底部開槽處理前后的有限元模型,并任取其開槽位置h為5 mm,矩形槽口長(zhǎng)、寬邊尺寸x、y分別為3 mm、2 mm,可得其開槽前后定子槽底部有限元模型如圖5所示。

表1 某交流牽引電機(jī)主要參數(shù)

圖4 交流牽引電機(jī)有限元模型

圖5 電機(jī)定子槽底部開槽處理前后有限元模型

然后利用Ansys軟件對(duì)上述有限元模型進(jìn)行應(yīng)力計(jì)算,并取電機(jī)定子硅鋼片材料的屈服強(qiáng)度為420 MPa[21],得到其定子槽底部開槽處理前后的應(yīng)力分布如圖6所示,其對(duì)應(yīng)開槽位置處的最大應(yīng)力如表2所示。由此可見,在針對(duì)定子槽底部開槽處理后,其開槽處的應(yīng)力雖較開槽前有所增加,但仍遠(yuǎn)小于其材料的屈服強(qiáng)度,因此針對(duì)交流牽引電機(jī)定子槽底部開槽處理,不會(huì)影響其機(jī)械強(qiáng)度。

圖6 定子槽底部開槽前后的應(yīng)力分布圖

表2 定子槽底部開槽前后開槽處最大應(yīng)力

3 交流牽引電機(jī)電磁噪聲與模態(tài)分析

為了驗(yàn)證針對(duì)交流牽引電機(jī)定子槽底部開槽處理后的降噪效果,根據(jù)表1所示電機(jī)參數(shù),首先對(duì)其進(jìn)行徑向電磁力階次計(jì)算,然后利用有限元法對(duì)其進(jìn)行電磁噪聲與模態(tài)分析,具體如下。

3.1 交流牽引電機(jī)徑向電磁力階次計(jì)算

電機(jī)運(yùn)行時(shí),其定轉(zhuǎn)子間氣隙磁場(chǎng)會(huì)產(chǎn)生一系列不同階次的徑向電磁力波,而導(dǎo)致其電磁噪聲的主要在于其低階次的徑向電磁力波[22];對(duì)于交流牽引電機(jī)來(lái)說(shuō),引起其電磁噪聲的則主要為4及以下的諧波階次。有關(guān)徑向電磁力諧波階次的計(jì)算方法為[23]:

n=μ+v

(7)

式(7)中:n為徑向電磁力的諧波階次;μ為轉(zhuǎn)子繞組齒諧波極對(duì)數(shù);v為定子繞組諧波磁場(chǎng)極對(duì)數(shù)。

根據(jù)式(7)及表1所示電機(jī)參數(shù),可計(jì)算得到其徑向電磁力的低階諧波階次,如表3所示。由表3可知,造成該電機(jī)電磁噪聲的主要低階諧波為2次和4次諧波,如能對(duì)上述低階諧波進(jìn)行有效抑制,則可達(dá)到降低其電磁噪聲的目的。

表3 電機(jī)徑向電磁力主要低階諧波階次

3.2 交流牽引電機(jī)電磁場(chǎng)有限元分析

根據(jù)上述所建立的交流牽引電機(jī)有限元分析模型,采用Maxwell軟件進(jìn)行電磁場(chǎng)分析,得到其定子槽底部開矩形槽口前后的磁力線分布如圖7所示,其氣隙磁通密度FFT分解如圖8所示,其相應(yīng)的諧波幅值如表4所示。由此可見,在電機(jī)定子槽底部開槽后,相應(yīng)開槽位置磁力線的長(zhǎng)度有明顯的增加,而氣隙磁通密度低階諧波幅值有不同程度的減少。

圖7 定子槽底部開槽前后的磁力線分布圖

圖8 開槽前后氣隙磁通密度FFT分解圖

表4 開槽前后氣隙磁通密度諧波幅值

3.3 交流牽引電機(jī)徑向電磁力與諧響應(yīng)分析

根據(jù)上述所得,電磁場(chǎng)分析結(jié)果進(jìn)行后處理,可得在針對(duì)電機(jī)定子槽底部開槽處理前后氣隙中徑向電磁力FFT分解如圖9所示,其對(duì)應(yīng)的低階諧波幅值如表5所示。由此可見,在針對(duì)電機(jī)定子槽底部開矩形槽處理后,其低階次徑向電磁力2、4諧波幅值均有所下降。

圖9 開槽處理前后氣隙徑向電磁力FFT分解圖Fig.9 FFT decomposition of air gap radial electromagnetic force before and after slotting treatment

表5 開槽處理前后氣隙徑向電磁力低階諧波幅值

另外,通過(guò)諧響應(yīng)分析,將徑向電磁力加載至定子齒部,設(shè)置相關(guān)的約束條件和求解條件,通過(guò)后處理計(jì)算,可以得到電機(jī)定子槽底部開槽處理前后諧響應(yīng)的形變?nèi)鐖D10所示,圖10中所顯示的“Max”和“Min”為諧響應(yīng)形變中出現(xiàn)的最大值與最小值,對(duì)應(yīng)的幅值如表6所示?？梢妼?duì)定子槽底部開槽后,其形變程度與開槽前相比明顯下降。

圖10 開槽處理前后諧響應(yīng)形變?cè)茍D

表6 開槽處理前后諧響應(yīng)形變最大值

3.4 交流牽引電機(jī)電磁噪聲分析

根據(jù)上述所得電磁場(chǎng)及諧響應(yīng)分析結(jié)果,利用Ansys軟件對(duì)其進(jìn)行聲場(chǎng)分析,得到電機(jī)定子槽底部開槽處理前后聲場(chǎng)強(qiáng)度的最大值,如表7所示,相應(yīng)的最大電磁噪聲及根據(jù)電磁仿真所得電機(jī)效率則如表8所示。可見,在針對(duì)交流牽引電機(jī)定子槽底部開槽處理后,其聲場(chǎng)強(qiáng)度最大值下降了13.4%,電磁噪聲則下降了13.3%,而電機(jī)效率基本上不受影響,可見其降噪效果十分明顯。

表7 開槽處理前后聲場(chǎng)強(qiáng)度最大值

表8 最大電磁噪聲和效率

3.5 交流牽引電機(jī)模態(tài)分析

針對(duì)交流牽引電機(jī)定子槽底部開槽處理后,可能會(huì)對(duì)電機(jī)的固有頻率造成影響。當(dāng)其固有頻率與徑向電磁力波頻率相同或接近時(shí),將會(huì)引起共振[24],不僅會(huì)帶來(lái)較大的電磁噪音,而且會(huì)對(duì)電機(jī)的正常運(yùn)行和壽命造成不利影響,因此有必要對(duì)其進(jìn)行相應(yīng)的模態(tài)分析。

根據(jù)表1所示電機(jī)參數(shù)建立其有限元模型,利用Ansys軟件對(duì)其進(jìn)行模態(tài)分析,得到電機(jī)定子槽底部開槽后的模態(tài)振型如圖11所示,相應(yīng)的固有頻率如表9所示;同時(shí)根據(jù)文獻(xiàn)[25]及表1所示電機(jī)參數(shù),可計(jì)算得到電機(jī)開槽后其徑向電磁力的2階、4階諧波頻率,分別為:f2=1 453.2 Hz,f4=2 677.8 Hz?？梢?在針對(duì)電機(jī)定子槽底部開槽處理后,其2階、4階 模態(tài)振型的固有頻率與其徑向電磁力的2階、4階諧波頻率相差甚遠(yuǎn),因此針對(duì)電機(jī)定子槽底部開槽處理不會(huì)使其產(chǎn)生共振現(xiàn)象。

圖11 交流牽引電機(jī)開槽后定子模態(tài)振型圖

表9 2階、4階模態(tài)振型的固有頻率

4 定子槽底部開槽結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

為了使本文提出的交流牽引電機(jī)定子槽底部開槽降噪方法達(dá)到最佳的降噪效果,首先確定在其定子槽底部開槽的最佳位置,再確定在定子槽底部所開矩形槽口的最佳長(zhǎng)、寬邊尺寸,具體如下。

4.1 定子槽底部最佳開槽位置確定方法

根據(jù)交流牽引電機(jī)定子槽結(jié)構(gòu)參數(shù),確定在其底部開槽的最佳位置,具體方法為:

1) 在定子槽寬范圍內(nèi)任取p組位置尺寸數(shù)據(jù);

2) 針對(duì)上述每組位置尺寸處開相同尺寸的矩形槽口,并針對(duì)電機(jī)進(jìn)行相應(yīng)的電磁噪聲分析,得到相應(yīng)的電磁噪聲值;

3) 根據(jù)上述所得p組電磁噪聲值及其相應(yīng)的位置尺寸,采用數(shù)值擬合方法得到其電磁噪聲與相應(yīng)位置尺寸間的函數(shù)關(guān)系式f(h)為

f(h)=a4h4+a3h3+a2h2+a1h+a0

(8)

式(8)中:f(h)為電磁噪聲函數(shù);a4、a3、a2、a1、a0分別為電磁噪聲函數(shù)的系數(shù);h為定子槽底部開槽位置尺寸。

4)針對(duì)式(8)求極值,得到電磁噪聲取極小值時(shí)對(duì)應(yīng)的開槽位置尺寸,即為最佳的開槽位置尺寸。

4.2 定子槽底部開槽最佳槽口尺寸確定方法

鑒于在交流牽引電機(jī)定子槽底部所開矩形槽口的長(zhǎng)、寬邊尺寸對(duì)其降噪效果影響較大,提出采用NSGA-Ⅱ遺傳算法對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化,以獲得相應(yīng)的最佳降噪效果,具體方法如下。

4.2.1構(gòu)建優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)

以交流牽引電機(jī)定子槽底部所開矩形槽口的長(zhǎng)、寬邊尺寸為優(yōu)化對(duì)象,以電機(jī)電磁噪聲和效率為優(yōu)化目標(biāo),構(gòu)建相應(yīng)的優(yōu)化目標(biāo)函數(shù),具體為:

1) 根據(jù)交流牽引電機(jī)定子槽結(jié)構(gòu)參數(shù),確定在其槽底開矩形槽口的長(zhǎng)、寬邊尺寸取值范圍,并在該范圍內(nèi)任取n組數(shù)據(jù);

2) 根據(jù)上述所確定的每組矩形槽口長(zhǎng)、寬邊數(shù)據(jù),針對(duì)電機(jī)進(jìn)行有限元分析,得到其相應(yīng)的電磁噪聲與效率數(shù)據(jù);

3) 根據(jù)上述所得n組電磁噪聲、效率值及其相應(yīng)的矩形槽口長(zhǎng)、寬邊尺寸數(shù)據(jù),采用數(shù)值擬合方法,分別得到其電磁噪聲和效率與其槽口長(zhǎng)、寬邊尺寸間的函數(shù)關(guān)系式為

(9)

(10)

式(9)、式(10)中:f(x,y)和g(x,y)分別為電磁噪聲和效率函數(shù);x為矩形槽口長(zhǎng)度,y為矩形槽口寬度;ai、bj分別為函數(shù)f(x,y)中的系數(shù);ci、dj分別為函數(shù)g(x,y)中的系數(shù);n、m分別為函數(shù)f(x,y)中的項(xiàng)數(shù);k、s分別為函數(shù)g(x,y)中的項(xiàng)數(shù)。

4) 針對(duì)上述所得函數(shù)關(guān)系式,分別以最小化電磁噪聲和最大化效率作為其優(yōu)化目標(biāo),并分別以f1(z)和g1(z)表示其目標(biāo)函數(shù),即

f1(z)=f(x,y)

(11)

g1(z)=1/g(x,y)

(12)

式(11)、式(12)中:f1(z)和g1(z)分別為電磁噪聲和效率對(duì)應(yīng)的目標(biāo)函數(shù)。

4.2.2槽口尺寸優(yōu)化方法

根據(jù)上述所得優(yōu)化目標(biāo)函數(shù),采用NSGA-Ⅱ遺傳算法對(duì)其進(jìn)行尋優(yōu)[26],以獲得相應(yīng)的最佳矩形槽口長(zhǎng)、寬邊尺寸,具體步驟為:

步驟1確定初始化種群個(gè)體數(shù)量N,設(shè)置最大迭代次數(shù)Dmax,取迭代次數(shù)v的初始值為1;

步驟2隨機(jī)生成第v代父代種群Rv;

步驟3將第v代父代種群Rv通過(guò)選擇、交叉、變異生成該代子代種群Pv,并將Rv與Pv合并得到第v代種群Hv;

步驟4將種群Hv中每個(gè)個(gè)體zvi(i=1,…,2N)代入目標(biāo)函數(shù)f1(z)和g1(z)中,得到相應(yīng)的目標(biāo)函數(shù)值f1(zvi)和g1(zvi);

步驟5根據(jù)步驟4所得各個(gè)個(gè)體的目標(biāo)函數(shù)值,采用NSGA-Ⅱ遺傳算法進(jìn)行優(yōu)化,得到下一代父代種群Rv+1;

步驟6判斷迭代次數(shù)是否達(dá)到最大迭代次數(shù)Dmax,若達(dá)到,則進(jìn)入步驟7;否則,將迭代次數(shù)v加1后,返回步驟3;

步驟7輸出父代種群Rv+1,構(gòu)建決策權(quán)重函數(shù)u(z(v+1)i),具體為

u(z(v+1)i)=m1f1(z(v+1)i)+m2g1(z(v+1)i)

(13)

式(13)中:m1為電機(jī)電磁噪聲的權(quán)重系數(shù);m2為電機(jī)效率的權(quán)重系數(shù),且m1+m2=1。

步驟8根據(jù)式(13)計(jì)算每個(gè)個(gè)體對(duì)應(yīng)的決策權(quán)重函數(shù)值,取其中最小值對(duì)應(yīng)的個(gè)體作為最優(yōu)解,即可得到相應(yīng)矩形槽口的最優(yōu)長(zhǎng)、寬邊尺寸。

5 仿真分析

為了驗(yàn)證本文中提出的基于定子槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化的交流牽引電機(jī)電磁降噪設(shè)計(jì)方法的效果,以表1所示電機(jī)參數(shù)為例進(jìn)行驗(yàn)證分析。首先根據(jù)表1所示電機(jī)參數(shù),在其定子槽寬范圍內(nèi)任取11組開槽位置尺寸數(shù)據(jù),如表10所示;再針對(duì)每組位置尺寸處,開出相同尺寸的矩形槽口,如任取矩形槽口長(zhǎng)、寬邊尺寸分別為x=1 mm、y=1.2 mm;之后針對(duì)開槽后的電機(jī)進(jìn)行有限元分析,得到相應(yīng)的電磁噪聲值,如表10所示。

表10 開槽位置及相應(yīng)的電磁噪聲值

續(xù)表(表10)

根據(jù)表10所得開槽位置尺寸及其對(duì)應(yīng)的電磁噪聲值,采用最小二乘法得到其電磁噪聲與相應(yīng)位置尺寸間的函數(shù)關(guān)系為:

f(h)=-0.003 012h4+0.061 1h3-0.144 1h2-

1.902h+68.96

(14)

對(duì)式(14)求極值,得到其電磁噪聲取極小值時(shí)對(duì)應(yīng)的開槽位置尺寸,即為最佳開槽位置尺寸,具體為h=5.42 mm。

再根據(jù)電機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù),可得在其定子槽底開矩形槽口的長(zhǎng)、寬邊尺寸取值范圍,分別為0～8 mm、0～10 mm,并在該范圍內(nèi)任取25組長(zhǎng)、寬邊尺寸數(shù)據(jù);針對(duì)每組長(zhǎng)、寬邊尺寸數(shù)據(jù),在上述所得最佳開槽位置尺寸處開相應(yīng)的矩形槽口,并進(jìn)行有限元分析,得到相應(yīng)的電磁噪聲和效率值,如表11所示。

表11 電機(jī)電磁噪聲和效率值及其對(duì)應(yīng)的 矩形槽口長(zhǎng)、寬邊尺寸數(shù)據(jù)

續(xù)表(表11)

根據(jù)表11電磁噪聲和效率及其相應(yīng)的矩形槽口長(zhǎng)、寬邊尺寸數(shù)據(jù),采用最小二乘法進(jìn)行數(shù)值擬合,分別得到電磁噪聲和效率與其矩形槽口長(zhǎng)、寬邊尺寸間的函數(shù)關(guān)系為:

f(x,y)=68.53+14.48x-6.047y-45.95x2- 0.666 8xy-0.241y2+36.49x3-1.743x2y+ 1.264xy2+0.987 6y3-8.776x4+2.185x3y- 1.637x2y2+0.456 1xy3

(15)

g(x,y)=94.82-2.367×10-4x+7.157×10-3y+ 3.125×10-5x2-1.143×10-4xy- 1.165×10-3y2+2.604×10-5x3- 1.116×10-4x2y+4.464×10-5xy2+ 2.865×10-4y3

(16)

f1(z)=f(x,y)

(17)

g1(z)=1/g(x,y)

(18)

以式(17)和式(18)所示函數(shù)關(guān)系式作為優(yōu)化目標(biāo)函數(shù),并采用遺傳算法對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化,同時(shí)任取權(quán)重系數(shù)m1、m2分別0.6和0.4,得到其最優(yōu)解,即其矩形槽口的最佳長(zhǎng)、寬邊尺寸,分別為:x=1.08 mm,y=1.355 mm。

根據(jù)上述所得最佳開槽位置尺寸及最佳矩形槽口長(zhǎng)、寬邊尺寸,對(duì)電機(jī)定子槽底部進(jìn)行開槽處理,并進(jìn)行相應(yīng)的有限元分析,得到相應(yīng)的電磁噪聲和效率值;同時(shí)為便于對(duì)比分析,根據(jù)表1所示參數(shù)對(duì)電機(jī)開槽處理前進(jìn)行相同的有限元分析,得到其電磁噪聲和效率值,如表12所示。

表12 開槽處理前后電機(jī)電磁噪聲與效率值

可見,采用上述最佳開槽位置尺寸及最佳矩形槽口尺寸對(duì)交流牽引電機(jī)定子槽底部進(jìn)行開槽處理后,其電磁噪聲相對(duì)于未開槽前下降了17.808 dBA,即下降了23.3%,而電機(jī)效率則基本上不受影響。

6 結(jié)論

針對(duì)交流牽引電機(jī)存在電磁噪聲過(guò)大的問(wèn)題,本文中提出一種基于定子槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化的交流牽引電機(jī)電磁降噪設(shè)計(jì)方法。分析了交流牽引電機(jī)產(chǎn)生電磁噪聲的根本原因,研究了在其定子槽底部開槽降噪的具體設(shè)計(jì)方法,并對(duì)其結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化研究,最后對(duì)其降噪效果進(jìn)行了仿真驗(yàn)證,得到如下結(jié)論:

1) 通過(guò)采用本文中提出的交流牽引電機(jī)定子槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)方法,使電機(jī)電磁噪聲由優(yōu)化前的76.454 dBA下降至優(yōu)化后的58.646 dBA,即下降了23.3%,可見其降噪效果明顯;

2) 在針對(duì)電機(jī)定子槽結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)后,電機(jī)效率沒有出現(xiàn)下降現(xiàn)象,而略有提升,因此,上述技術(shù)方法能夠有效克服傳統(tǒng)方法在電磁降噪優(yōu)化設(shè)計(jì)中所存在的使電機(jī)效率受到不同程度影響的問(wèn)題。