变频异步电机振动试验研究

刘海龙，韦文武，何海波



变频异步电机振动试验研究

刘海龙，韦文武，何海波

（武汉船用电力推进装置研究所，武汉 430064）

变频供电低速异步推进电机振动激励源较为复杂。本文针对变频供电异步电机，开展了恒压频比调速、额定频率调压、风机接入与否，突然断电停机、堵转试验以及滤波器接入前后，电机底脚振动加速度变化的试验研究，通过对结果的对比分析，获得电机激振源的分离方法及主要参数对电机振动影响的规律，为电机振动噪声源的识别和分离提供帮助。

振动试验 电磁力 变频电机

0 引言

变频低速异步推进电机主要振动噪声源包括电磁激振源和机械激励源，电磁激振源主要为径向电磁力，机械激振源包括电机转频振动、轴承激励和冷却风机。电机在不同运行工况下，各激振源对电机底脚振动贡献有较大差别。一些学者也对交流永磁电机本体参数对激振源及噪声的影响进行了研究[1]~ [3]，也有学者研究了PWM变频供电对电机振动的影响[4-5]。但这些学者对各类激振源分离识别及贡献度研究较少。

本文通过不同的试验对比，分析了不同激振源对电机振动的影响规律，获得异步电机激振源的识别方法，为低噪声异步电机设计提供参考。

1 电机的主要参数及试验内容

根据船用低速推进电机的特点，电机采用弹性安装的方式支撑，选择200 kW变频异步电机（具体参数如表1所示）作为试验对象，开展恒压频比调速、额定频率调压、风机接入与否，突然断电停机、堵转试验以及滤波器接入前后等试验研究。振动传感器布置于电机底脚及主要的振动传递路径部位如图1所示。

表1 变频异步电机主要参数

图 1 振动测点分布图

其中，1~4测量点为三方向振动，x、y、z分别为轴向，横向及垂向，5点测量垂向振动，6点为径向振动，7点为垂向振动。

2 试验分析

2.1调频调速

根据图2的1/3倍频程图谱可知，不同转速下低频段随转速的不同重合度较差，而在2 kHz和4 kHz附近，振动加速度趋势一致，幅值随转速的不同而不同，且加速度的峰值均出现在4 kHz，即开关频率的倍频，且该频率的振动幅值随转速的增加而下降，最终引起振动加速度幅值的下降。

图2不同转速下振动加速度1/3倍频程

试验中发现，开关频率对振动的贡献显著，从200-380 rpm时开关频率占主导地位，随着速度的增加，开关频率引起的振动明显降低，因此总振级下降。这种变化是因为开关频率一定时，电源频率在低频时，每个周期的电压和电流谐波成分幅值较高，随着电源频率的升高，单位周期的脉冲宽度发生变化，电压和电流谐波幅值降低，因此开关频率引起的振动降低。这点也可从电压或电流的谐波检测中发现。

2.2恒频调压

由图3可知，恒频调压时，电机频谱基本相似，主要有两处峰值。第一处为一倍齿频所在500 Hz频段，该频段振动加速度幅值随电压的增加而增加，这是由于基波电流增加导致磁通密度增加所引起磁导谐波电磁力的增加所致。第二处为开关频率所在4 kHz附近，在100~400 V范围内，该频段振动加速度幅值随电压增加而显著增大，但在400~657 V范围内加速度幅值随电压增加而略有减小，这是由于开关频率的调制比引起的谐波电压变化所致。第三处68 Hz附近随电磁变化不大，通过风机开断试验中发现该频率无变化，而在堵转试验和空载试验对比中，该频段振动幅值变化较大，结合轴承参数，推断该激励为主电机轴承引起的机械振动。第四处50 Hz附近随电压增加缓慢上升，说明磁场增加对2倍频Maxwell力和磁致伸缩力均略有增加，但总趋势变化不大。

图3 恒频调压时振动加速度1/3倍频程

2.3风机对底脚振动的影响

电源为25 Hz，657 V时，通过风机开启的不同状态，评价风机对电机底脚振动的贡献，如表2所示：

表2 风机不同状态振动对比

根据表2可知，由于风机的振动比电机本体小近30 dB，所以风机对该电机振动加速度总值没有影响。其1/3倍频程图谱如图4所示，下面具体分析风机对电机底脚振动各频段的影响。

图4 开风机前后振动加速度1/3倍频程

根据图4可知，开启风机前后，电机振动加速度1/3倍频程图谱几乎完全重合。主要区别于25 Hz及50 Hz频段。根据风机电机转速为1500 rpm，可以得到该频段振动由风机转频引起。风机本身的电磁激振力、流体激励及轴承振动激励对推进电机本身振动加速度总值影响甚小。

2.4突然断电

根据图5可知，突然断电后，激励源迅速消失，随转速下降，未见明显激励区域，推断该电机的振动主要为电磁振动。未加滤波器时主要振动频率为4kHz附近，而加滤波器后主要为500 Hz附近的一倍机槽频振动。

(a)不加滤波器

(b)加滤波器

未加滤波器时，2 k以上多个频段皆为红色，加滤波器后2 k以上多个频段颜色淡化许多，谱中仅剩下1k以内的频谱。但是，由于分辨率、采样率和本身转速较低的原因，在100 Hz范围内再难以甄别电磁和机械源。另外，在整个停机过程中，未发现共振区的存在。

根据突然断电后频谱图，可以获得电机振动固有频率区，根据此方法区分电机电磁振动及机械振动。该电机空载时主要振动为电磁激振力引起的振动。这主要由电机本体的槽频和开关频率及其倍频引起。滤波器突然断电试验可以看出，滤波器对高频振动的削弱明显，但是对低频振动的影响不大。

2.5堵转试验

如图6所示，对比分析不同堵转电流下电机的振动，二者的图谱完全一致，说明激振源完全相同。根据图7可得，堵转时电机振动加速度频谱与空载时基本相似，进一步说明说明引起该台电机振动的主要为电磁振动源，且堵转前后电机的主要结构特性变化不大。但是，除25 Hz外，其余各频段的峰值空载状态比堵转状态高20-30 dB，这是由于虽然电流相同，但激磁电流产生各频段电磁激振力幅值差别较大所致。68 Hz在堵转和空载时变化很大，进一步证明该激励源为轴承旋转引起的机械激振源。

图6 不同堵转电流下振动加速度1/3倍频程图谱

图7 堵转57A与空载下振动加速度1/3倍频程图谱

2.6串入滤波器前后

串入滤波器后，电机底脚振动加速度数据如表3所示：

表 3 滤波器串入前后不同转速时振动

与串入滤波器前下比，电机底脚平均振动加速度下降9-25 dB；其中200 rpm时下降最多，达25 dB。对比其1/3倍频程图谱，根据图8、图9可知，串入滤波器后，1 kHz以上振动幅值明显减小。特别是4 kHz开关频率处，降低近30 dB。齿槽频率和机械频率对应的幅值变化不大，进一步说明该电机的高频振动由变频器的高次开馆频率引起。滤波器接入对电流高次谐波有明显削弱作用，电机开关频率振动降低25 dB左右。而对于低频段的影响不大。同时，图8和图9的600~1000 Hz频带的振动加速度对比来看，串入后比串入前振动加速度上升，经理论和试验分析可知，是由滤波器串入引起的电源谐振所致。

图8 串入滤波器前后振动加速度1/3倍频程(200 rpm)

图9 串入滤波器前后振动加速度1/3倍频程(440 rpm)

在变频器输出端接入滤波器后，可以削弱输出电压中的高频谐波，从而降低谐波电流，降低电机电磁振动，但它的接入会引入谐振电流，该电流可能引起某一频段振动噪声增加，需在设计选型初期慎重考虑。

3 结论

综上所述，通过对变频电机进行不同的试验设计以及试验结果的对比，可以确定变频电机的激振源。测量及分析结果后可得到如下结论：

1）通过突然断电及堵转试验证明，该电机空载运行时主要振动为电磁激振力引起振动，机械激振力较小，同时结构在全转速范围内不存在共振区。

2）试验电机振动加速度主要振动源为开关频率次电磁力和槽频力。滤波器接入可显著削弱该次电磁力，但会使某些频段增加，设计时需加以考虑。

3）本文提及的激励源识别及贡献评估方法不仅对该台电机有效，对其他电机的振动噪声源分析仍然具有指导意义。

参考文献

[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.

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[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

刘海龙（1981-），男。研究方向：低振动噪声变频电机的设计。