劉海龍，韋文武，何海波

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變頻異步電機振動試驗研究

劉海龍，韋文武，何海波

（武漢船用電力推進裝置研究所，武漢 430064）

變頻供電低速異步推進電機振動激勵源較為復雜。本文針對變頻供電異步電機，開展了恒壓頻比調速、額定頻率調壓、風機接入與否，突然斷電停機、堵轉試驗以及濾波器接入前后，電機底腳振動加速度變化的試驗研究，通過對結果的對比分析，獲得電機激振源的分離方法及主要參數(shù)對電機振動影響的規(guī)律，為電機振動噪聲源的識別和分離提供幫助。

振動試驗 電磁力 變頻電機

0 引言

變頻低速異步推進電機主要振動噪聲源包括電磁激振源和機械激勵源，電磁激振源主要為徑向電磁力，機械激振源包括電機轉頻振動、軸承激勵和冷卻風機。電機在不同運行工況下，各激振源對電機底腳振動貢獻有較大差別。一些學者也對交流永磁電機本體參數(shù)對激振源及噪聲的影響進行了研究[1]~ [3]，也有學者研究了PWM變頻供電對電機振動的影響[4-5]。但這些學者對各類激振源分離識別及貢獻度研究較少。

本文通過不同的試驗對比，分析了不同激振源對電機振動的影響規(guī)律，獲得異步電機激振源的識別方法，為低噪聲異步電機設計提供參考。

1 電機的主要參數(shù)及試驗內容

根據(jù)船用低速推進電機的特點，電機采用彈性安裝的方式支撐，選擇200 kW變頻異步電機（具體參數(shù)如表1所示）作為試驗對象，開展恒壓頻比調速、額定頻率調壓、風機接入與否，突然斷電停機、堵轉試驗以及濾波器接入前后等試驗研究。振動傳感器布置于電機底腳及主要的振動傳遞路徑部位如圖1所示。

表1 變頻異步電機主要參數(shù)

圖 1 振動測點分布圖

其中，1~4測量點為三方向振動，x、y、z分別為軸向，橫向及垂向，5點測量垂向振動，6點為徑向振動，7點為垂向振動。

2 試驗分析

2.1調頻調速

根據(jù)圖2的1/3倍頻程圖譜可知，不同轉速下低頻段隨轉速的不同重合度較差，而在2 kHz和4 kHz附近，振動加速度趨勢一致，幅值隨轉速的不同而不同，且加速度的峰值均出現(xiàn)在4 kHz，即開關頻率的倍頻，且該頻率的振動幅值隨轉速的增加而下降，最終引起振動加速度幅值的下降。

圖2不同轉速下振動加速度1/3倍頻程

試驗中發(fā)現(xiàn)，開關頻率對振動的貢獻顯著，從200-380 rpm時開關頻率占主導地位，隨著速度的增加，開關頻率引起的振動明顯降低，因此總振級下降。這種變化是因為開關頻率一定時，電源頻率在低頻時，每個周期的電壓和電流諧波成分幅值較高，隨著電源頻率的升高，單位周期的脈沖寬度發(fā)生變化，電壓和電流諧波幅值降低，因此開關頻率引起的振動降低。這點也可從電壓或電流的諧波檢測中發(fā)現(xiàn)。

2.2恒頻調壓

由圖3可知，恒頻調壓時，電機頻譜基本相似，主要有兩處峰值。第一處為一倍齒頻所在500 Hz頻段，該頻段振動加速度幅值隨電壓的增加而增加，這是由于基波電流增加導致磁通密度增加所引起磁導諧波電磁力的增加所致。第二處為開關頻率所在4 kHz附近，在100~400 V范圍內，該頻段振動加速度幅值隨電壓增加而顯著增大，但在400~657 V范圍內加速度幅值隨電壓增加而略有減小，這是由于開關頻率的調制比引起的諧波電壓變化所致。第三處68 Hz附近隨電磁變化不大，通過風機開斷試驗中發(fā)現(xiàn)該頻率無變化，而在堵轉試驗和空載試驗對比中，該頻段振動幅值變化較大，結合軸承參數(shù)，推斷該激勵為主電機軸承引起的機械振動。第四處50 Hz附近隨電壓增加緩慢上升，說明磁場增加對2倍頻Maxwell力和磁致伸縮力均略有增加，但總趨勢變化不大。

圖3 恒頻調壓時振動加速度1/3倍頻程

2.3風機對底腳振動的影響

電源為25 Hz，657 V時，通過風機開啟的不同狀態(tài)，評價風機對電機底腳振動的貢獻，如表2所示：

表2 風機不同狀態(tài)振動對比

根據(jù)表2可知，由于風機的振動比電機本體小近30 dB，所以風機對該電機振動加速度總值沒有影響。其1/3倍頻程圖譜如圖4所示，下面具體分析風機對電機底腳振動各頻段的影響。

圖4 開風機前后振動加速度1/3倍頻程

根據(jù)圖4可知，開啟風機前后，電機振動加速度1/3倍頻程圖譜幾乎完全重合。主要區(qū)別于25 Hz及50 Hz頻段。根據(jù)風機電機轉速為1500 rpm，可以得到該頻段振動由風機轉頻引起。風機本身的電磁激振力、流體激勵及軸承振動激勵對推進電機本身振動加速度總值影響甚小。

2.4突然斷電

根據(jù)圖5可知，突然斷電后，激勵源迅速消失，隨轉速下降，未見明顯激勵區(qū)域，推斷該電機的振動主要為電磁振動。未加濾波器時主要振動頻率為4kHz附近，而加濾波器后主要為500 Hz附近的一倍機槽頻振動。

(a)不加濾波器

(b)加濾波器

未加濾波器時，2 k以上多個頻段皆為紅色，加濾波器后2 k以上多個頻段顏色淡化許多，譜中僅剩下1k以內的頻譜。但是，由于分辨率、采樣率和本身轉速較低的原因，在100 Hz范圍內再難以甄別電磁和機械源。另外，在整個停機過程中，未發(fā)現(xiàn)共振區(qū)的存在。

根據(jù)突然斷電后頻譜圖，可以獲得電機振動固有頻率區(qū)，根據(jù)此方法區(qū)分電機電磁振動及機械振動。該電機空載時主要振動為電磁激振力引起的振動。這主要由電機本體的槽頻和開關頻率及其倍頻引起。濾波器突然斷電試驗可以看出，濾波器對高頻振動的削弱明顯，但是對低頻振動的影響不大。

2.5堵轉試驗

如圖6所示，對比分析不同堵轉電流下電機的振動，二者的圖譜完全一致，說明激振源完全相同。根據(jù)圖7可得，堵轉時電機振動加速度頻譜與空載時基本相似，進一步說明說明引起該臺電機振動的主要為電磁振動源，且堵轉前后電機的主要結構特性變化不大。但是，除25 Hz外，其余各頻段的峰值空載狀態(tài)比堵轉狀態(tài)高20-30 dB，這是由于雖然電流相同，但激磁電流產(chǎn)生各頻段電磁激振力幅值差別較大所致。68 Hz在堵轉和空載時變化很大，進一步證明該激勵源為軸承旋轉引起的機械激振源。

圖6 不同堵轉電流下振動加速度1/3倍頻程圖譜

圖7 堵轉57A與空載下振動加速度1/3倍頻程圖譜

2.6串入濾波器前后

串入濾波器后，電機底腳振動加速度數(shù)據(jù)如表3所示：

表 3 濾波器串入前后不同轉速時振動

與串入濾波器前下比，電機底腳平均振動加速度下降9-25 dB；其中200 rpm時下降最多，達25 dB。對比其1/3倍頻程圖譜，根據(jù)圖8、圖9可知，串入濾波器后，1 kHz以上振動幅值明顯減小。特別是4 kHz開關頻率處，降低近30 dB。齒槽頻率和機械頻率對應的幅值變化不大，進一步說明該電機的高頻振動由變頻器的高次開館頻率引起。濾波器接入對電流高次諧波有明顯削弱作用，電機開關頻率振動降低25 dB左右。而對于低頻段的影響不大。同時，圖8和圖9的600~1000 Hz頻帶的振動加速度對比來看，串入后比串入前振動加速度上升，經(jīng)理論和試驗分析可知，是由濾波器串入引起的電源諧振所致。

圖8 串入濾波器前后振動加速度1/3倍頻程(200 rpm)

圖9 串入濾波器前后振動加速度1/3倍頻程(440 rpm)

在變頻器輸出端接入濾波器后，可以削弱輸出電壓中的高頻諧波，從而降低諧波電流，降低電機電磁振動，但它的接入會引入諧振電流，該電流可能引起某一頻段振動噪聲增加，需在設計選型初期慎重考慮。

3 結論

綜上所述，通過對變頻電機進行不同的試驗設計以及試驗結果的對比，可以確定變頻電機的激振源。測量及分析結果后可得到如下結論：

1）通過突然斷電及堵轉試驗證明，該電機空載運行時主要振動為電磁激振力引起振動，機械激振力較小，同時結構在全轉速范圍內不存在共振區(qū)。

2）試驗電機振動加速度主要振動源為開關頻率次電磁力和槽頻力。濾波器接入可顯著削弱該次電磁力，但會使某些頻段增加，設計時需加以考慮。

3）本文提及的激勵源識別及貢獻評估方法不僅對該臺電機有效，對其他電機的振動噪聲源分析仍然具有指導意義。

參考文獻

[1] H. Yang and Y. Chen, “Influence of radial force harmonics with low mode number on electromagnetic vibration of PMSM,” IEEE Trans. On Energy Convers., 2014, 29(1), pp. 38–45.

[2] Guillaume Verez, Georges Barakat, et al.,Impact of Pole and Slot Combination on Vibrations and Noise of Electromagnetic Origins in Permanent Magnet Synchronous Motors, IEEE Trans. on Magnetics, 2015,51(3), pp. 8101104.

[3] Z. P. Xia, Z. Q. Zhu, et al. Comparison of radial and vibration forces in 10-pole/12-slot fractional-slot surface-mounted and interior PM brushless ac machines, in Proc. Int. Conf. Elect. Mach. Rome, Italy, Sep. 2010, pp. 1–6.

[4] Mohammad S. Islam, Rakib Islam, et al. Noise and Vibration Characteristics of Permanent-Magnet Synchronous Motors Using Electromagnetic and Structural Analyses, IEEE Trans. On Industry Applications, 2014,50 (5), pp.3214-3222.

[5] H. Bülent Ertan, N. Balkan Simsir. Comparison of PWM and PFM induction drives regarding audible noise and vibration for household applications [J]. IEEE Trans. on Industry Applications, 2004, 40(6), pp. 1621-1628.

[6] Akira Chiba, José Andrés Santisteban, A PWM Harmonics Elimination Method in Simultaneous Estimation of Magnetic Field and Displacements in Bearingless Induction Motors，IEEE Trans. on Industry Applications, 2012，48(1).

Vibration Test of Inverted-fed Induction Motor

Liu Hailong, Wei Wenwu, He Haibo

(Wuhan Institute of Marine Electric Propulsion, Wuhan 430064, China)

TM34

A

1003-4862（2016）08-0024-04

2015-12-23

劉海龍（1981-），男。研究方向：低振動噪聲變頻電機的設計。