三相异步电动机的电磁噪音分析和控制
吴建兵
【摘要】对三相交流异步电动机的电磁噪音，从槽配合选择、气隙谐波磁场等方面进行分析，找出引起电磁噪音的主要原因，最后提出控制电磁噪音的相关措施。
【关键词】异步电动机；气隙 槽配合；谐波磁场；电磁噪音お
The electromagnetism noise of three electric motor analysis and control
Wu Jian—bing
（Xi''an Tech Full Simo Motor Co.， LtdXi''anShaanxi710018）
【Abstract】Three—phase AC induction motor electromagnetic noise from the slot with the select air gap harmonic magnetic field analysis to identify major cause electromagnetic noise， and finally put forward the measures to control electromagnetic noise.
【Key words】Asynchronous motor；Air gap slot with；Harmonic magnetic field；Electromagnetic noiseお
1.引言
Y、Y2系列三相异步电动机应用于各行各业，其负载噪音指标方面与国外产品相比尚有较大差距。特别是2极高速中小型电动机的电磁噪音已超出国际贸易和国内特殊行业的最低要求。产品出口和国内特殊行业的应用受到严重影响。本文定性加简单的量化分析，阐明2极电机电磁噪音超标的原因及解决方案。
2. 噪音分类
异步电动机的噪音分三类：电磁噪音、空气动力噪音和机械噪音。空气动力噪音源于异步电动机的风扇通风噪音。由于空载和负载的转差非常小，从空载到负载通风噪音几近定值。因此，对于空载噪音达标而负载噪音超标的2极高速电机，通风噪音不是电磁噪音超标的主要原因。
机械噪音主要是由轴承噪音引起的。对于工艺成熟的Y、Y2系列电机，从降低机械噪音方面来使电磁噪音达标也是不明智的。
电磁噪音是由于电机气隙中各次谐波磁场引起的交变电磁力引发铁心及其相联的机械构件中的振动和共振。采取更趋合理的方案是完全可以做到的。
3. 电磁噪音产生原因
Y160—2电机负载运行时，产生让人不易接受的电磁噪音。为解决问题，需从电磁噪音产生机理着手，分析电磁噪音的特点及其控制办法。
3.1气隙谐波磁场。
气隙谐波磁场由电机绕组的磁势作用于电机气隙而产生的。因此，分析绕组磁势即可阐明气隙谐波磁场的产生原因及对电磁噪音的影响。
电机学理论表明：电机的单相绕组其磁势是脉振磁势，磁势波形为非正弦波，内含丰富的高次谐波磁势。
单线圈磁势对于单线圈磁势，其磁势可表示为：
Fc（t，α） = 2π 2IcNcpSinwt∑∞ v=1/p，2/p…kyv VCOSvα（1）
式中：Nc——槽内导体数，即线圈匝数
Ic——导体电流i的有效值
线圈组磁势对于每极每相槽数q为整数的q个线圈组v次谐波幅值为：
Fqv=qFcv ·kqv（2）
式中：kqv=sin（qvα1）/2/（qsinvα1/2） （3）
其中α1为线圈分布的基波电角度值，kqv称为分布系数，线圈组v次谐波磁势幅值为：
Fmqv= 2π 2qIcNcvp·kwv （4）
式中：kwv=kyv·kqv是v次谐波的绕组系数。
相绕组磁势相绕组磁势可由线圈组的v次谐波磁势按其空间位移和电流方向用矢量法相加而得到。
Fφ（t，α）=2π 2Iwp [kw1cosα+ 13 （Kw3cos3α）+15（Kw5cos5α）+…+ 1v （Kwvcosvα）]sinwt（5）
式中： w =电流角频率，即基波磁场角频率。
Kyv=0 至于双层绕组磁势也不含偶次谐波。
对于正常接法的整数槽绕组，相绕组磁势幅值为：
Fmφv= 2π 2IwvpKwv（6）
上式表明：相绕组磁势幅值与绕组系数成正比，采用短距（y1<τ）和分布绕组（q>1）可有效削弱绕组中的高次谐波，这早已为Y系列电机所采用。
三相绕组磁势三相绕组空间和时间上均相差120°电角度，属正交绕组。因此，当v=3k时（k=±1，±2，±3……），三相绕组的3k次谐波磁势为0。即
F3k（t，α）=Fφ3kCOS3kα〔sinωt+sin（ωt—2π/3）+sin（ωt—4π/3）〕=0 （7）
上式表明，三相绕组中不含3倍次谐波，只含有5，7，11，……等次数
的高次谐波。上述齿谐波，因kων=kω1，因此不能用短距分布绕组等办法加以大幅
度削弱，故其幅值较大，是电磁噪音的主要来源。
3.2电磁力波。
气隙磁场波作用于定、转子铁心，产生交变的作用力，即电磁力波。作用在定子铁心齿上的径向力波是定子铁心振动变形的主要原因，也即是电磁噪音的主要来源。
应用麦克斯韦定律，并忽略次数为2ν和2μ的高次谐波项后，磁势谐波磁场产生的径向力波为：
Pνμ=BvBu 2μ0COS〔（μ±ν）α—（ωμ±ω1）t—（φu±φv）〕 （8）
式中：γ=μ+γ 称为此力波的次数
Wγ=Wμ±w1 为力波角频率。
Φr=Φμ+Φγ为力波相位角
Bγ，Bμ分别为γ次和μ次气隙磁密幅值
定子铁心振动时，其动态变形的大小约与力波次数的4次方成反比，因此，γ=2的力波是振动噪音的主要成分，应充分考虑γ=2的力波因素。
3.3负载噪音实例分析。
Y160—2电机，数据如下：
Z1=30，Z2=26，p=1，SN=1—nN/n0=1—2930/3000=0.0233（9）
则 μZ=KzZz+p=26Kz+1Kz=±1，±2，±3……
ν=6K1`+p= 6K1`+1 K1`=±1，±2，±3……
力波频率：μ、ν 同号时，γ=μ—νfr=f1[kzZz（1—sn）/p]
μ、γ异号时，r=μ+γ时，fr=f1[k2*Z2*（1—Sn）/p+2]
（下转第17页）
在r=±2次力波有三对μ和γ的组合：
a. μ=—25，γ=—23，k2=—1，r=μ—γ=—2
fr=f1[k2*Z2*（1—Sn）/p]=50×（—1） ×26×（1—0.0233）/1=1269.71（Hz） （10）
b.μ=+27，γ=+25，k2=+1，r=μ—γ=+2
fr=1269.71（Hz） 同a.
c. μ=+27，γ=—29，k2=+1，r=μ+γ=—2
fr=f1[k2*Z2*（1—Sn）/p+2]=50×（—1） ×26×（1—0.0233）/1+2=1369.61（Hz） （11）
把a，b，c三组力波频率和频谱分析图表进行比较，就会得出如下结论：
在μ=27，γ=—29时，其力波次数r=—2，其力波频率和频谱分析中的尖峰和噪音频率（1369.6Hz与1376Hz）几乎相等。这表明，在（Z1=30， Z2=26）时，其力波（r=μ+γ=—2）引起较大的电噪，从而导致负载电磁噪音超标的可能。另外，此时a， b， c三个力波可能和机座固有频率（中小型电机为几千赫兹）比较接近，易发生共振。
若改变槽配合为Z1=30，Z2=18时，出现r=±2低次力波有两对μ和γ的组合，经计算fr相等。
fr=f1[k2*Z2*（1—Sn）/p+2]=50×（—1） ×18×（1—0.0233）/1+2=779.03（Hz） （12）
由上述知：Z1=30，Z2=18时，力波频率与固有频率相距较大，引发共振的可能性减小。从共振看，Z1=30， Z2=18优于Z1=30， Z2=26。
4. 负载噪音控制措施
从抑制各次谐波磁势幅值着手，适当增加转子斜槽度，通过电磁计算，确保各项电气性能达标的情况下取大值。经实际计算，取1.2个定子齿距斜槽度。
从规避固有频率防止共振着手，修改槽配合。在出口电机MG160—2设计中，采用修改后的槽配合，效果显著。
5. 结语
选择合适槽配合，可以降低异步电动机的电磁噪音，减少电机对周围环境的影响，具有很好的社会效益。
参考文献
[1]《电机学》（下）许实章 主编 机械工业出版社 1982年版.
[2]《电机设计》（上、下） 陈世坤 主编 机械工业出版社 1983年版.
[3]《电机噪音的分析和控制》 陈永校等编著 浙江大学出版社 1987年版.
【摘要】对三相交流异步电动机的电磁噪音，从槽配合选择、气隙谐波磁场等方面进行分析，找出引起电磁噪音的主要原因，最后提出控制电磁噪音的相关措施。
【关键词】异步电动机；气隙 槽配合；谐波磁场；电磁噪音お
The electromagnetism noise of three electric motor analysis and control
Wu Jian—bing
（Xi''an Tech Full Simo Motor Co.， LtdXi''anShaanxi710018）
【Abstract】Three—phase AC induction motor electromagnetic noise from the slot with the select air gap harmonic magnetic field analysis to identify major cause electromagnetic noise， and finally put forward the measures to control electromagnetic noise.
【Key words】Asynchronous motor；Air gap slot with；Harmonic magnetic field；Electromagnetic noiseお
1.引言
Y、Y2系列三相异步电动机应用于各行各业，其负载噪音指标方面与国外产品相比尚有较大差距。特别是2极高速中小型电动机的电磁噪音已超出国际贸易和国内特殊行业的最低要求。产品出口和国内特殊行业的应用受到严重影响。本文定性加简单的量化分析，阐明2极电机电磁噪音超标的原因及解决方案。
2. 噪音分类
异步电动机的噪音分三类：电磁噪音、空气动力噪音和机械噪音。空气动力噪音源于异步电动机的风扇通风噪音。由于空载和负载的转差非常小，从空载到负载通风噪音几近定值。因此，对于空载噪音达标而负载噪音超标的2极高速电机，通风噪音不是电磁噪音超标的主要原因。
机械噪音主要是由轴承噪音引起的。对于工艺成熟的Y、Y2系列电机，从降低机械噪音方面来使电磁噪音达标也是不明智的。
电磁噪音是由于电机气隙中各次谐波磁场引起的交变电磁力引发铁心及其相联的机械构件中的振动和共振。采取更趋合理的方案是完全可以做到的。
3. 电磁噪音产生原因
Y160—2电机负载运行时，产生让人不易接受的电磁噪音。为解决问题，需从电磁噪音产生机理着手，分析电磁噪音的特点及其控制办法。
3.1气隙谐波磁场。
气隙谐波磁场由电机绕组的磁势作用于电机气隙而产生的。因此，分析绕组磁势即可阐明气隙谐波磁场的产生原因及对电磁噪音的影响。
电机学理论表明：电机的单相绕组其磁势是脉振磁势，磁势波形为非正弦波，内含丰富的高次谐波磁势。
单线圈磁势对于单线圈磁势，其磁势可表示为：
Fc（t，α） = 2π 2IcNcpSinwt∑∞ v=1/p，2/p…kyv VCOSvα（1）
式中：Nc——槽内导体数，即线圈匝数
Ic——导体电流i的有效值
线圈组磁势对于每极每相槽数q为整数的q个线圈组v次谐波幅值为：
Fqv=qFcv ·kqv（2）
式中：kqv=sin（qvα1）/2/（qsinvα1/2） （3）
其中α1为线圈分布的基波电角度值，kqv称为分布系数，线圈组v次谐波磁势幅值为：
Fmqv= 2π 2qIcNcvp·kwv （4）
式中：kwv=kyv·kqv是v次谐波的绕组系数。
相绕组磁势相绕组磁势可由线圈组的v次谐波磁势按其空间位移和电流方向用矢量法相加而得到。
Fφ（t，α）=2π 2Iwp [kw1cosα+ 13 （Kw3cos3α）+15（Kw5cos5α）+…+ 1v （Kwvcosvα）]sinwt（5）
式中： w =电流角频率，即基波磁场角频率。
Kyv=0 至于双层绕组磁势也不含偶次谐波。
对于正常接法的整数槽绕组，相绕组磁势幅值为：
Fmφv= 2π 2IwvpKwv（6）
上式表明：相绕组磁势幅值与绕组系数成正比，采用短距（y1<τ）和分布绕组（q>1）可有效削弱绕组中的高次谐波，这早已为Y系列电机所采用。
三相绕组磁势三相绕组空间和时间上均相差120°电角度，属正交绕组。因此，当v=3k时（k=±1，±2，±3……），三相绕组的3k次谐波磁势为0。即
F3k（t，α）=Fφ3kCOS3kα〔sinωt+sin（ωt—2π/3）+sin（ωt—4π/3）〕=0 （7）
上式表明，三相绕组中不含3倍次谐波，只含有5，7，11，……等次数
的高次谐波。上述齿谐波，因kων=kω1，因此不能用短距分布绕组等办法加以大幅
度削弱，故其幅值较大，是电磁噪音的主要来源。
3.2电磁力波。
气隙磁场波作用于定、转子铁心，产生交变的作用力，即电磁力波。作用在定子铁心齿上的径向力波是定子铁心振动变形的主要原因，也即是电磁噪音的主要来源。
应用麦克斯韦定律，并忽略次数为2ν和2μ的高次谐波项后，磁势谐波磁场产生的径向力波为：
Pνμ=BvBu 2μ0COS〔（μ±ν）α—（ωμ±ω1）t—（φu±φv）〕 （8）
式中：γ=μ+γ 称为此力波的次数
Wγ=Wμ±w1 为力波角频率。
Φr=Φμ+Φγ为力波相位角
Bγ，Bμ分别为γ次和μ次气隙磁密幅值
定子铁心振动时，其动态变形的大小约与力波次数的4次方成反比，因此，γ=2的力波是振动噪音的主要成分，应充分考虑γ=2的力波因素。
3.3负载噪音实例分析。
Y160—2电机，数据如下：
Z1=30，Z2=26，p=1，SN=1—nN/n0=1—2930/3000=0.0233（9）
则 μZ=KzZz+p=26Kz+1Kz=±1，±2，±3……
ν=6K1`+p= 6K1`+1 K1`=±1，±2，±3……
力波频率：μ、ν 同号时，γ=μ—νfr=f1[kzZz（1—sn）/p]
μ、γ异号时，r=μ+γ时，fr=f1[k2*Z2*（1—Sn）/p+2]
（下转第17页）
在r=±2次力波有三对μ和γ的组合：
a. μ=—25，γ=—23，k2=—1，r=μ—γ=—2
fr=f1[k2*Z2*（1—Sn）/p]=50×（—1） ×26×（1—0.0233）/1=1269.71（Hz） （10）
b.μ=+27，γ=+25，k2=+1，r=μ—γ=+2
fr=1269.71（Hz） 同a.
c. μ=+27，γ=—29，k2=+1，r=μ+γ=—2
fr=f1[k2*Z2*（1—Sn）/p+2]=50×（—1） ×26×（1—0.0233）/1+2=1369.61（Hz） （11）
把a，b，c三组力波频率和频谱分析图表进行比较，就会得出如下结论：
在μ=27，γ=—29时，其力波次数r=—2，其力波频率和频谱分析中的尖峰和噪音频率（1369.6Hz与1376Hz）几乎相等。这表明，在（Z1=30， Z2=26）时，其力波（r=μ+γ=—2）引起较大的电噪，从而导致负载电磁噪音超标的可能。另外，此时a， b， c三个力波可能和机座固有频率（中小型电机为几千赫兹）比较接近，易发生共振。
若改变槽配合为Z1=30，Z2=18时，出现r=±2低次力波有两对μ和γ的组合，经计算fr相等。
fr=f1[k2*Z2*（1—Sn）/p+2]=50×（—1） ×18×（1—0.0233）/1+2=779.03（Hz） （12）
由上述知：Z1=30，Z2=18时，力波频率与固有频率相距较大，引发共振的可能性减小。从共振看，Z1=30， Z2=18优于Z1=30， Z2=26。
4. 负载噪音控制措施
从抑制各次谐波磁势幅值着手，适当增加转子斜槽度，通过电磁计算，确保各项电气性能达标的情况下取大值。经实际计算，取1.2个定子齿距斜槽度。
从规避固有频率防止共振着手，修改槽配合。在出口电机MG160—2设计中，采用修改后的槽配合，效果显著。
5. 结语
选择合适槽配合，可以降低异步电动机的电磁噪音，减少电机对周围环境的影响，具有很好的社会效益。
参考文献
[1]《电机学》（下）许实章 主编 机械工业出版社 1982年版.
[2]《电机设计》（上、下） 陈世坤 主编 机械工业出版社 1983年版.
[3]《电机噪音的分析和控制》 陈永校等编著 浙江大学出版社 1987年版.
