船用低噪声感应电机优化设计

周贵厚， 谌 瑾， 何海波

(中国船舶重工集团第七一二研究所，湖北武汉 430064)

船用低噪声感应电机优化设计

周贵厚， 谌 瑾， 何海波

(中国船舶重工集团第七一二研究所，湖北武汉 430064)

在基于商用有限元软件“多层切片法”处理斜槽的基础上，通过对斜槽的理论分析和仿真计算，对某型号75 kW 4极船用电机参数进行了单斜槽和特殊双斜“人字型”斜槽转子两种方案的匹配性优化设计，同时对风扇参数进行优化和特殊设计。通过样机测试，并与同规格常规电机和船用低噪声电机进行对比，试验结果表明，其结构噪声和空气噪声都大幅降低，验证了电机方案优化的可行性和正确性，对船用低噪声感应电机的优化设计具有一定的参考价值。

低噪声;电磁振动;人字型斜槽;结构噪声;匹配性;优化设计

0 引言

船用电机振动噪声尤其是结构噪声(机脚加速度)越来越引起人们的重视和关注。目前，国内船用低噪声电机大多按国标GJB5248—2003来考核，与国外发达国家船用低噪声电机相比，还存在不小的差距。因此，船用低噪声电机的进一步减振降噪技术研究和优化设计就显得尤为重要。

斜槽由于可有效削弱电机齿谐波磁势，降低振动和噪声，而被船用低噪声电机广泛采用。斜槽后定、转子沿着电机轴向各截面的相对位置不一样，其各截面电磁场分布情况也不一样。对斜槽转子的有限元分析较常见的处理方法有两种，一种采用三维电磁场进行分析;另一种就是近似简化为二维平面场进行处理。三维场分析对计算机的配置和要求相当苛刻，同时对网格的剖分质量和模型的纠错处理要求也高，耗时、耗资源，尤其在多方案优化设计阶段;近似简化二维场分析，由于要建立导条、端环和节点向量磁位间的耦合方程，需编制程序和算法，对使用者提出了较高的要求。

本文中对斜槽的有限元分析采用商用软件Flux V 13.0中的flux skewed模块，它采用多层切片法进行斜槽的处理，其核心思想是在单片磁路耦合2D模型基础上，沿轴向在定子有效长度范围，等距离分配所需要的切片数，每片间的联接通过在场路耦合中电机端部电阻和电感来补偿定子部分，以及通过端环端部电阻和电感补偿转子部分。

本文通过对电机磁路参数与电磁激振力的匹配性进行研究分析，选取单斜和双斜人字型两个方案进行优化，同时对风扇参数进行优化和特殊设计，研究优化后的参数方案对振动和噪声的影响。

1 理论分析与方案优化

式中:Z1、Z2——定、转子槽数;

p——极对数;

s——转差率;

f0——电源频率。

对中小型电机齿谐波计算到2阶，故k1和k2取至2，大电机可以取大值。

双斜人字型槽可看成两段单斜糟来进行研究，分析其参数对径向力影响，简单推导如下。双斜人字型示意图如图1所示。

1.1 电机磁路参数与电磁激振源的匹配

异步电机气隙磁通除了产生切向力，形成切向电磁转矩以外，还产生随时间和空间变化的径向力。

根据 Maxwell定律，由电机气隙磁场产生，并作用于定子铁心内表面单位面积上的径向电磁力正比于磁通密度的平方［1］。

通常情况下，径向力波的阶数越低，铁心弯曲变形的相临两支点间距越远，其刚度相对较差，径向变形也越大，所以幅值较大的低次数径向力波是引起电磁噪声的主要根源。

低噪声异步电机磁路参数与电磁激振源的匹配性设计要点就是在满足基本电性能的基础上选取合适的槽配合使力波阶数尽量大，采取合理的节距、绕组分布和斜槽距使谐波磁通分量(包括绕组谐波及齿谐波分量)尽量少，优化电机参数使定子电流和气隙磁密的幅值尽可能小。

图1 双斜“人字型”示意图

定子为直槽，转子为斜槽，建立相对于定子静止的坐标系，定子谐波磁场可表示为

二段斜槽转子基波电流产生的谐波磁场分别为

分别与定子磁场相互作用产生的径向力波为

1.2 斜槽力波特性分析

为了便于统一描述谐波次数，以两次波为基波，那么p(极对数)次谐波为工作波。相带谐波:

定子齿谐波:

转子齿谐波:

定子vb次与转子μa次磁场力波阶次和频率:

每段转子沿铁心长L方向对径向力波积分得到的对应定子铁心的零阶平均径向力分别为

矢量合成求和便可得双斜人字型全长上径向力的平均值(本方案L1=L2，矢量夹角为μα):

R为转子外径，其系数可转化为

式中:t2为转子槽距，由式(13)可知，可通过选取合适的斜槽距bsk和α角参数，使径向力幅值足够小或者为零来削弱由径向力引起的噪声;同时式(14)的计算和斜槽系数一致，为把斜槽系数耦合到定子去考虑斜槽对谐波磁势的影响提供了理论依据。本文通过该方法来优化斜槽参数。

1.3 谐波磁势分析

m相定子合成谐波磁动势幅值为

式中:ν——谐波的次数;

W1——线圈每相串联匝数;

kdpv——ν次谐波的绕组系数。

式中:y1——定子绕组槽节距;

τ——极距;

q——每极每相槽数;

α1——槽距电角度。

转子对ν次谐波的斜槽系数为

考虑斜槽后的绕组系数为

谐波磁动势与基波磁动势幅值的百分比:

1.4 电磁参数的优化与分析

根据上面分析的低噪声电机参数匹配性设计理论，以及考虑模具的通用性，经多方案多参数对转子槽形尺寸及铁心长进行优化，确定了某船用75 kW样机的2种方案。表1为同规格方案优化前后的主要参数。图2为双斜“人字型”结构。

表1 方案优化前后的主要参数

图2 双斜“人字型”结构

按以上理论优化后方案的径向力波阶次及频率分析见表2，其中谐波只列出了主要的次数，谐波磁势分析见表3，谐波次数列至二阶齿谐波。

表2中()表示一阶齿谐波，［］表示二阶齿谐波，计算频率为负载s=0.013 33，空载s=0对应的频率分别为 1 150 Hz，1 250 Hz，2 500 Hz，2 400 Hz，2 600 Hz。

从表2可看出，定子齿谐波与转子齿谐波产生的是高阶力波，相反，定转子间(－46，－48)，(50，－52)次谐波产生了二阶，定子(－94，98，－10)次分别与转子(－98，102)产生了四阶力波，所以需要采取措施进行削弱。

表2 径向力波阶次及频率分析

表3 谐波分量计算

从表3可看出，方案优化后，对产生低阶的定子次数(－46，50)和(－94，98，－10)有很大程度的削弱，基本等于零。

1.5 风扇参数的优化

对于4极电机，同步转速达到1 500 r/min，其通风噪声如果不采取优化措施，将会使电机空气噪声超标。经流场和叶片应力场分析，合理选择叶片数及形状、叶片与风罩之间的间隙、风扇外径和宽度等参数，优化和特殊设计的低噪声风扇外形如图3所示。

图3 低噪声风扇

2 有限元仿真分析

Flux处理多层切片法为近似3D模型，对气隙处理是没有运动气隙而当作光滑表面，与2D模型把气隙当作压缩运动类型有很大的不同。运用场路耦合时步瞬态场有限元方法仿真。图4为斜槽模型多层切片法磁力线，为节省篇幅，只列出单斜槽仿真的部分波形。图5为单斜定子电流波形及FFT分析。

选取指定路径提取气隙磁场的径向和切向分量，通过后处理计算的气隙磁密见图6，图7为空间域FFT得到电磁力波阶次，图8为时域FFT得到径向电磁力频率，表4为图7和图8主要的力波统计阶次幅值和频率。仿真时间步长Δt=0.000 2 s，提取时间从0.3 s到0.5 s，fmax=2 500 Hz。

比原方案电流135 A小，同时气隙磁密仿真0.675 T，比原方案气隙磁密0.745 T小。由前面的分析可知有利于减小磁动势幅值和径向力波的幅值，最终减少振动噪声。

(2)由表4可看出，有限元仿真计算的力波阶次及频率和前面理论分析吻合。

由图5～图8及表4可看出:

(1)定子线电流仿真:

3 试验测试与结果对比

为验证优化后的效果和正确性，试制了样机，并在噪声试验室与同规格常规电机和船用低噪声电机进行对比测试，测试设备采用B＆K Puls振动噪声分析仪。弹性减振器为BE-160，加速度计布置于电机四个地脚和顶端(吊攀处)，离电机1 m外，同时测量噪声。样机实测现场，其振动加速度分析频率为10 Hz ～8 kHz，1 dB=10－6m/s2。表5为测试结果对比，图9～图14为部分实测结果，其中图9～图10为方案1单斜槽取四地脚点均平方根1/3倍频CPB谱图，图11～图12为其中一地脚测点FFT线谱图，图13～图14为同一测点弹性和刚性空载下主要电磁力对振动贡献量。

表5 测试结果对比

由表5及图9～图14可知:

(1)从结构噪声来看，优化后的单斜槽弹性时比常规下降3 dB，比船用低噪声下降7 dB，而双斜槽弹性时比常规下降5 dB，比船用低噪声下降9 dB;单斜槽刚性时比常规下降14 dB，双斜槽刚性时比常规下降16 dB，比船用低噪声下降4 dB。

(2)从噪声来看，优化后的单斜槽噪声比常规下降16.3 dB，比船用低噪声下降8.3 dB;双斜槽噪声常规下降18.3 dB，比船用低噪声下降10.3 dB。

(3)从谱图可看出，弹性空载影响较大对应的频率为 1 150 Hz，1 250 Hz，1 350 Hz，刚性满载较大对应的频率为1 130 Hz和1 230 Hz，与仿真和分析一致。

(4)从电磁力的贡献来看，无论是弹性还是刚性，优化后的方案电磁力幅值都比常规和船用低噪声要小，尤其对二阶力波产生的1 150 Hz和1 250 Hz削弱最明显，双斜人字型斜槽更优，和前面的分析吻合。

(5)从结果和对比看，验证了优化方案的正确性。

4 结语

(1)船用低噪声异步电机的参数匹配性设计需要结合力波特性和谐波磁势分析，合理选取节距和绕组分布及斜槽距，减小谐波磁通分量，尤其对产生的低阶力波对应的谐波进行削弱，对降低电机噪声有重大意义和针对性。

(3)双斜人字型斜槽的合理设计可有效降低振动噪声。

(4)低噪声电机的风扇需进行特殊优化设计。

［1］陈永校，诸自强，应善成.电机噪声的分析和控制［M］.杭州:浙江大学出版社，1987.

［2］JACEK F G，CHONG W.Noise of polyphase electric motors［M］.CRC Press，2006.

［3］B海捷尔，V哈马塔.异步电机中谐波磁场的作用［M］.章名涛 俞鑫昌译，北京:机械工业出版社，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］唐东炜，唐孝镐.异步电动机气隙不均匀引起的电磁力波的计算［J］.中小型电机，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