电机参数变化对振动噪声的影响研究.pdf

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1、1696 2008 全国博士生学术论坛电气工程论文集 电机参数变化对振动噪声的影响研究 宋志环 唐任远 于慎波 安忠良 王 巍 沈阳工业大学国家稀土永磁电机工程技术研究中心 辽宁 沈阳 110023【摘 要】电机的振动噪声一直是影响电机性能的一个重要因素。尤其是永磁同步电动机，对其振动噪声的研究又具有许多的特殊性。本文利用已编制好的永磁同步电动机振动噪声解析计算程序，对不同结构的永磁同步电动机的振动噪声进行计算和分析。文中首先介绍永磁电机振动噪声的解析计算原理。其中在计算定子谐波磁场时引入了饱和与偏心对气隙磁场的影响，提高了计算的准确性。其次通过计算得出不同极槽配合和永磁体削角等电机参数的变化

2、对振动噪声的影响，着重分析了分数槽绕组结构与整数槽绕组结构的区别和对电机振动噪声的影响。最后对计算结果进行分析从中总结出电机参数的变化对振动噪声的影响规律。【关键词】永磁同步电动机 振动噪声 极槽配合 分数槽 Study on the Effect of Vibro-Acoustics for Parameter of Electrical Machine Song Zhihuan Tang Renyuan Yu Shenbo An Zhongliang Wang Wei National Engineering Research Center for REPMEM，Shenyang Univ

3、ersity of Technology，Shenyang 110023，Liaoning，China Abstract：Vibration and noise is one of the most important factors for the performance of electrical machine.Especially the PM motor，it has much more differences from the electrical machine.In this paper，the program which is calculating the vibratio

4、n and noise of PM machine is finished.The vibration and noise of different structure PM motor is calculated by the program.First of all the calculating principle of vibration and noise for PM motor is introduced，then the influence factor of the magnetic field saturation and decentration are consider

5、ed.So the calculating precision of vibration and noise is increased in this paper.The changed parameters of PM motor for the vibration and noise are analyzed；especially the influence of fractional winding for the vibration and noise is introduced.In the end，the influence rule of parameter changed is

6、 obtained.Key words：PM machine；vibration and noise；Slot/Pole Combination；fractional winding 随着社会的发展，电动机已经成为工业生产和日常生活中不可或缺的一部分。电机本身也是一种噪声源，它的噪声水平已被列为衡量电机质量的一项重要指标。对于电动机噪声与振动的研究，起源于上世纪 40 年代。主要是针对感应电动机、同步电动机和直流电动机的噪声与振动特性而展开的研究。而永磁同步电动机是新兴的一种高效特种电机，对其噪声与振动特性进行全面和深入的研究却相当少。永磁同步电动机噪声与振动一直是困扰人们的难题1。电机运转时

7、通常有许多种噪声源同时并存，可将这些噪声分为通风噪声、电磁噪声和机械噪声。这些噪声的产生是不可避免的，噪声的大小与设计、制造、安装质量有关。同一种设备的噪声还与其 作者简介：宋志环（1982），男，博士研究生，研究方向为永磁电机及其控制。电话：13940310072，E-mail:songzhihuan_ 通信作者：唐任远（1931），男，教授，博士生导师，研究方向为特种电机及其控制。电机与电器 1697 运行状况有关，例如电机运行速度不同，其噪声也会有所区别。告诉运转时噪声的主要成分时空气动力噪声，低、中速运行时电磁噪声、轴承噪声则比较突出。本文主要对电磁噪声产生的根源以及不同参数变化对电机

8、噪声的影响作具体分析。1 电磁噪声解析法计算原理 电机运行时气隙中存在基波磁场和一系列谐波磁场。这些磁场相互作用，会产生作用在永磁电动机铁心上的电磁力。这种电磁力波作用在定子铁心上使定子铁心产生变形，引起电机的振动和噪声。一般而言定子铁心的变形量与力波次数的四次方成反比，与力波幅值成正比。所以要降低永磁电动机的电磁噪声，就要提高电磁力波的次数，避免出现四次以下的电磁力波。而四次以上的电磁力波，在近似计算时一般可以忽略不计。本文针对整数槽和分数槽永磁电机的定子谐波磁场和转子谐波磁场进行分析，得到定、转子谐波磁场的谐波次数和谐波幅值的计算方法。1.1 定子谐波磁场的计算 为计算电机的电磁噪声，首先

9、必须要计算出定子磁场的谐波次数和谐波幅值。定子谐波次数的计算又由于采用整数槽绕组和分数槽绕组而各不相同。对于三相整数槽绕组的谐波次数计算公式为 1(61)kp=+（1）式中 k1，2，3；P电机的极对数。对于三相分数槽绕组，设每极每相槽数为 cbdcqbdd+=+=（2）式中 cd最简分数。当d为偶数时，定子谐波极对数可以表示为 12(31)pkd=+（3）当 d 为奇数时，定子谐波极对数可以表示为 1(61)pkd=+（4）式中 11,2,3k=?。本文参考文献2，在计算中引入了磁场饱和与转子偏心因素对谐波磁场幅值的影响。当只考虑到电机转子偏心对气隙磁场的影响时，其气隙磁导的表达式为：01(

10、)()gegecgk=（5）在实际中偏心率都小于 0.5，因此其气隙磁导的表达式又可以表示为 01()(1cos)gecgk=+（6）1698 2008 全国博士生学术论坛电气工程论文集 当考虑磁场饱和时，引入了饱和因数satk。磁场饱和因数的表达式为 1120212()tccsatgcVVVkBgk+=+（7）式中 V1t定子齿磁压降；V1c定子轭部磁压降；V2c转子轭部磁压降；g气隙长度；kc开槽因数。气隙磁密的幅值可以通过下式求得(,)()cos()mbtFpt=（8）式中 p电机的极对数；电机的电角频率；磁场轴线与绕组轴线间的夹角。1.2 转子谐波磁场的计算 永磁电机的转子磁场由永磁体

11、产生，磁场的谐波次数和谐波幅值与永磁体的极弧因数、充磁方向和永磁体形状等因素有关。尤其对于分数槽电机，一个单元电机才是一个循环周期。在一个单元电机内，每个永磁体所对应的定子齿的位置各不相同。这就使转子磁场中不仅包括整数次谐波，还包含大量的分数次谐波。因此分数槽永磁电机的谐波次数和谐波幅值难以用解析表达式计算分析。本文采用电磁场有限元的方法计算出电机的气隙磁密波形，再通过傅立叶分析得出各次谐波的次数和幅值。本文以22极24槽电机为例，计算出该电机的谐波次数和谐波幅值。图1为利用Ansoft软件计算出的电机气隙磁场波形。图 1 电机气隙磁密波形 Fig.1 Wave of magnetic flu

12、x density 计算出气隙磁密波形后，再将数据保存作傅立叶分析，得出转子谐波磁场的次数和幅值。表 1 为通过傅立叶分析后得到的主要谐波次数和幅值。表 1 5 kW 永磁同步电动机空载气隙磁密幅值 Tab.1 Magnetic flux density of 5 kW PM motor 谐波次数 9 10 11 12 13 33 谐波幅值/T 0.003245 0.009466 1.11 0.01028 0.005231 0.2482 谐波次数 35 55 56 57 59 77 谐波幅值/T 0.02595 0.06138 0.003631 0.007710 0.01843 0.02037

13、4 电机与电器 1699 由表 1 可知，对于 22 极 24 槽电机 22 个极才是一个单元电机。所以通过傅立叶分析后得出的 11次谐波就是该电机的基波。从表中还可以看出，分数槽电机电机中除了包含基波的整数次谐波外还有大量的分数次谐波，因此将增大电机的振动和噪声3。2 极槽配合对电磁噪声的影响 极槽配合选取的不同将直接影响电机的振动噪声和转矩波动的大小。为了得出不同极槽配合对电机电磁噪声的影响规律，本文选取了 8 极 9 槽、8 极 36 槽和 8 极 48 槽三台径向结构永磁同步电动机对它们的噪声大小进行分析计算。这三台电机的额定功率都为 0.9 kW，额定转速 2 000 r/min，并

14、且三台电机都具有相同的定、转子外径。首先，利用 Ansoft 软件对这三台电机进行建模并计算空载气隙磁场波形。然后对气隙磁场进行傅立叶分析如图 2、图 3 和图 4 所示。图 2 8 极 9 槽永磁同步电动机谐波分析 图 3 8 极 36 槽永磁同步电动机谐波分析 Fig.2 Harmonic analysis of 8 pole 9 slots PM motor Fig.3 Harmonic analysis of 8 pole 36 slots PM motor 图 4 8 极 48 槽永磁同步电动机谐波磁场分析 Fig.4 Harmonic analysis of 8 pole 48 s

15、lots PM motor 通过傅立叶分析，得出空载气隙磁场中各次谐波的次数和幅值，再利用编制的软件计算永磁同步电动机的电磁噪声。在计算电磁噪声时，首先计算永磁同步电动机中各径向力波的次数，取出其中次数小于 4 次的各径向力波来计算电机的振动噪声。本文通过分析计算得出了三台永磁同步电动机的力波次数表4。具体计算结果如表2、表3、表4所示 1700 2008 全国博士生学术论坛电气工程论文集 表 2 8 极 9 槽永磁同步电动机的主要力波次数 Tab.2 Orders of magnetic pressure for 8 pole 9 slots PM motor 5 6 7 10 11 12

16、13 14 15 20-5 0 1 2 7 2 1 0 10 4 3 0 1 2 3 4 11 4 1 0 1 2 3 4 13 3 2 1 0 1 2 14 4 3 2 1 0 1 16 4 3 2 1 4 19 4 1 22 2 注：下划线处为定子齿谐波 表 3 8 极 48 槽永磁同步电动机的力波次数 Tab.3 Orders of magnetic pressure for 8 pole 48 slots PM motor 20 28 44 52 68 76 92 100-20 0 28 0 44 0 52 0 68 0 76 0 92 0 100 0 注：下划线处为定子齿谐波 表 4

17、 8 极 36 槽永磁同步电动机的主要力波次数 Tab.4 Orders of magnetic pressure for 8 pole 48 slots PM motor 8 12 32 40 48 50 55 56 70 76 8 0 4 32 0 40 0 52 4 2 3 56 1 0 68 2 76 0 注：下划线处为定子齿谐波 从表3中可以看出 8 极 48 槽永磁同步电动机的力波次数都为0次，这是因为在整数槽永磁同步电动机中，径向力波的次数只能为 0 次或者 2P 次。而当永磁同步电动机的极对数大于 2 时，需要计算的力波次数只能为 0，因为大于 4 次的力波对振动噪声的影响在近

18、似计算中可以忽略不计。所以在整数槽电机中引起电机振动和噪声的径向力波的数量相对较少，其产生的振动噪声值也比分数槽电机要低。而8极9槽和8极36槽永磁同步电动机，由于是分数槽电机其定、转子谐波波谱比整数槽电机的波谱电机与电器 1701 密。从表2和表4中可知，8极9槽和8极36槽电机中不仅有0次力波而且还包含有许多力波次数小于4次的径向力波，这些力波的存在将增大永磁同步电动机的振动和噪声5。本文通过编制计算软件，采用场路相结合的方法对8极48槽、8极9槽和8极36槽三台永磁同步电动机的电磁噪声进行计算分析。并把计算结果与实测值相比较，其结果如表5所示。表 5 不同极槽配合电磁噪声的计算 Tab.

19、5 Calculation of electromagnetic noise for different slot/pole combination 极槽配合 计算噪声值（dB）实测噪声值（dB）相对误差（%）8 极 9 槽 71.44 70 2.06 8 极 36 槽 55.76 59.6 6.44 8 极 48 槽 54.14 50.7 6.79 从表 5 中可以看出这三种电机的计算噪声值与实测噪声值较为接近，误差能够满足工程设计的要求。在这三台电机中 8 极 48 槽电机为整数槽电机，其噪声计算值和实测值最小。而 8 极 9 槽电机为分数槽电机，其噪声计算值和实测值最大。3 永磁体削角对

20、电磁噪声的影响 永磁体削角不仅可以改变电机的运行性能和齿槽转矩的大小，同时还能引起永磁电机电磁噪声值的变化。本文对一台分数槽永磁同步电动机的永磁体进行削角分析，从而得出永磁体削不同角度和长度对电机电磁噪声的影响规律。永磁体削角后，直接影响的是气隙磁密的波形和谐波含量的大小，进一步影响的是电机的电磁振动和噪声。如图 5 所示，A为永磁体削角的度数，h为永磁体削角长度。本文将分别对永磁体削角 45 和 60 时，对应不同的削角长度进行分析。在永磁体削角 45 时，对应的削角长度为 1、2、3、4 mm。当永磁体削角 60 时，对应的削角长度为 1、2、3、4、5、6 mm。本文首先对永磁体削角后的

21、空载气隙磁场进行谐波分析，求出相对应的气隙谐波磁场的正弦性畸变率随削角长度 h 的变化规律。图 6 和图7为永磁体削角 45 和 60 时，气隙谐波磁场正弦性畸变率的变化规律。图 5 永磁体削角结构 Fig.5 Structure of angle-cut magnetic pole 00.050.10.150.20.250.30.3500.511.522.533.544.5永磁体削角长度/mm谐波畸变率 图 6 永磁体削角 45 时的谐波畸变率随削角长度的变化 Fig.6 Angle-cut magnetic pole 45，the change of harmonic distortion

22、 factor 1702 2008 全国博士生学术论坛电气工程论文集 00.050.10.150.20.250.30.3501234567永磁体削角长度/mm谐波畸变率 图 7 永磁体削角 60 时的谐波畸变率随削角长度的变化 Fig.7 Angle-cut magnetic pole 60，the change of harmonic distortion factor 从图中可以看出磁场的谐波畸变率随削角长度的变化都出现一个凹点。即永磁体削角长度为 23 mm 时，气隙磁场的谐波畸变率出现一个最小值。然后再用程序求出不同削角情况下永磁电机的电磁噪声值。如图 8 和图 9 所示。5252.5

23、5353.55454.55500.511.522.533.544.5削角长度/mm计算噪声值/dB 图 8 永磁体削角 45 时的计算噪声 Fig.8 Calculated noise of angle-cut magnetic pole 45 5151.55252.55353.55454.55501234567削角长度/mm计算噪声值/dB 图 9 永磁体削角 60 时的计算噪声值 Fig.9 Calculated noise of angle-cut magnetic pole 60 从图8和图9中可以看出，电机的电磁噪声随削角长度的变化也出现一个凹点，并且电磁噪声的最低点与谐波畸变率的最

24、低点出现在相同的永磁体削角长度处。这是由于当改变永磁体削角时，电机气隙磁密的谐波畸变率也随之改变。当谐波畸变率达到最小值，此时空载气隙磁场中的谐波含量最低。定、转子磁场相互作用产生的引起电机振动噪声的电磁力波也最少，因此电机的电磁噪声达到最小值。电机与电器 1703 4 结 论 本文利用已经编制完成的永磁电机电磁噪声解析计算软件，对影响电机电磁噪声的极槽配合与永磁体削角问题进行比较和分析。通过计算分析得出电机的极槽配合与永磁体削角对电机电磁噪声的影响规律。（1）本文通过对8极9槽、8极36槽和8极48槽，三种不同极槽配合的永磁同步电动机的电磁噪声进行计算分析得出以下结论。整数槽永磁同步电动机中

25、定、转子磁动势的谐波谱的密度比分数槽电机的要小，因此定、转子磁动势相互作用产生的激振电磁力也相对较少。这就导致在相同功率和转速条件下，整数槽电机的电磁噪声比分数槽电机要低。而对于分数槽电机，每极每相槽数为真分数的电机比每极每相槽数为假分数的电机的电磁噪声要大。这是由于对于每极每相槽数为真分数的电机，其定、转子谐波磁动势的含量要大进而产生更多的低阶激振电磁力波，引起电机电磁噪声的增大。（2）永磁体削角对电机的电磁噪声也产生较大的影响。本文通过分析可得，不论永磁体削角45或者60 随着削角长度的增加，电机的气隙磁密谐波畸变率和电磁噪声都出现一个最低点，并且这两个最低点对应着同样的削角长度。因此可以

26、通过分析电机的气隙磁密谐波畸变率来评估电机的电磁噪声的大小，这样就可以省去计算电磁噪声的工作量。参 考 文 献 1 于慎波.永磁同步电动机噪声与振动特性的研究D.沈阳：沈阳工业大学，2006 2 Jacekf.Gieras，Chong Wang and Joseph Cho Lai，Noise of Polyphase Electric MototsM.CRC press，2006.3 Z.Q.Zhu，D.Howe.Improve methods for prediction of electromagnetic noise radiated by electrical machinesA，I

27、EE Proc-Electr.PowerAppl，Vol.4，No.2，March 1994：109120 4 陈世坤.电机设计M.北京：机械工业出版社，2000 5 .舒波夫.电机的噪声和振动M.北京：机械工业出版社，1980 电机参数变化对振动噪声的影响研究电机参数变化对振动噪声的影响研究作者：宋志环，唐任远，于慎波，安忠良，王巍作者单位：沈阳工业大学国家稀土永磁电机工程技术研究中心 辽宁沈阳 110023 相似文献(9条)相似文献(9条)1.学位论文 于慎波 永磁同步电动机振动与噪声特性研究 2006 对于电动机振动与噪声的研究，起源于上世纪40年代。主要是针对感应电动机、同步电动机和直

28、流电动机的振动与噪声特性而展开的研究。而稀土永磁同步电动机是新兴的一种高效特种电机，对其振动与噪声特性进行全面和深入的研究却相当少。永磁同步电动机振动与噪声一直是困扰人们的难题，严重时可成为直接决定到该产品能否稳定运行的关键因素和能否满足标准限值的瓶颈。因此，该项研究可解决产品设计中的该项关键技术，促进科技、经济和社会的发展，加速形成国民经济的新的增长点。本文关于永磁同步电动机振动与噪声特性研究分以下几个方面：首先计算永磁同步电动机各向异性支承有阻尼转子-轴承系统临界转速。计算中建立了加时间因子的传递矩阵并用双重步OR法进行求解。由于永磁同步电动机转子的涡动直接产生转子的动偏心，在气隙中产生不

29、平衡磁拉力；该力又进一步影响电动机转子的临界转速，加大转子的动偏心。因此，永磁同步电动机转子-轴承系统临界转速计算是一个典型的机电耦合问题。通过永磁同步电动机转子动偏心负载下的二维运动电磁场计算，表明气隙磁密波形与永磁体布置方式、电流的谐波、绕组的分布形式、定转子齿槽数量和形状及功率角直接相关。计算发现当转轴位置从空载的d轴随功率角和电流增大到负载的q轴时，气隙磁密波形逐渐从矩形变为接近正弦形。通过气隙径向电磁力的计算和谐波分析，用数值方法找到了产生径向电磁力谐波的规律。电动机定子的模态分析是确定电动机定子在径向电磁力作用下是否发生共振的重要手段。用三维有限元法计算了11kW永磁同步电动机和9

30、.5kW交流永磁电梯电动机定子的各阶模态。将径向电磁力作用于其模型，计算出所有点的位移、速度和加速度响应，为定子振动模态阶数与声辐射系数关系的研究及振动和噪声值的预估奠定了基础。通过永磁同步电动机振动与噪声的实验研究，确定了动偏心存在的情况下，径向电磁力频率与电磁噪声频率的关系。从理论和实验上得出结论，在由脉宽调制控制的交流永磁电动机组成的系统中，逆变器开关频率是影响电动机噪声辐射的主要因素。2.期刊论文 刘洋.陈丽香.唐任远.陈健.Liu Yang.Chen Lixiang.Tang Renyuan.Chen Jian 永磁同步电动机的振动及噪声试验研究-电气技术2009,(4)随着永磁同步

31、电动机的推广应用,人们越来越关注永磁同步电动机的振动噪声问题.本文应用先进的振动与噪声测试仪器PULSE对永磁同步电动机的极槽配合与变频器载波频率对振动噪声的影响进行了试验研究,为振动噪声的抑制提供了依据.3.学位论文 杜静娟 基于Halbach阵列楔形气隙盘式无铁心永磁同步电机的研究 2006 本课题是国家863计划项目高性能稀土永磁电机技术集成及关键材料(2004AA32G080)的部分研究内容，本文的主要内容是对基于Halbach阵列楔形气隙盘式无铁心永磁同步电机的设计及其电磁场分析。该类电机作为一种现代高性能伺服电机，具有重量轻、结构紧凑、振动噪声低、转动惯量小，机电时间常数小、低速运

32、行平稳等特点，在数控机床、机器人、电动车、电梯、家用电器等场合具有广阔的应用前景。本论文充分利用外径空间提出了新型的基于Halbach阵列楔形气隙盘式无铁心永磁同步电动机，该电机通过改变气隙结构以进一步提高盘式无铁心永磁同步电机的气隙磁密，达到提高电机性能的目的，并针对这种电机进行建模和电磁场分析计算。由于此类电机的特殊结构，很难将三维开域磁场化为二维磁场计算，其气隙磁密按三维开域磁场分析，通过大量有限元的仿真分析最终确定了较小实用求解区域，简化了计算。基于Halbach阵列楔形气隙盘式无铁心永磁同步电机与普通永磁电动机有很多不同之处，与传统的电机参数计算相比，许多计算方法不再运用，本文针对该

33、类电机给出了几个典型的计算公式，并总结了基于三维电磁场分析计算盘式无铁心同步电机的电磁计算程序，最后编制出了一套电磁设计计算的CAD软件。在制作工艺上，内/外转子结构的加工工艺、永磁体的固定加工、绕组盘的安装与定位、灌胶成形等难题都得到了解决，还制作了适合于盘式电机总装的特殊工艺设备。在理论分析和磁场仿真相结合的基础上，初步设计250W和2500W的两台样机；并对样机进行了大量的试验，分析试验结果，并与同规格的其他样机进行性能比较，进一步完善和总结。本论文的电机由于无铁心和楔形气隙的特殊结构，其重量大大减轻，电机的效率提高，转矩波动小，振动噪声明显减小等等，特别适合一些特殊的应用场合比如电动汽

34、车、船用推进器、手持电动工具、机械臂等等。4.学位论文 丁亚明 盘式无铁心永磁同步电动机控制性能分析和控制方法研究 2005 盘式永磁同步电动机具有重量轻、体积小、结构紧凑、转子无损耗、转子的转动惯量小、机电时间常数小、转矩/重量比大、低速运行平稳、可以制成多气隙组合式结构以进一步提高转矩等特点,其在数控机床、机器人、电动车、电梯、家用电器等场合具有广阔的应用前景,是一种较理想的驱动装置.盘式无铁心永磁同步电动机是在盘式永磁同步电动机的基础上,将无铁心结构和Halbach型永磁体阵列应用到其中,从而使得电机的质量大为减轻,功率密度提高,振动噪声降低,效率提高.对盘式无铁心永磁同步电动机的控制应

35、从此种电机的自身特点出发,结合普通永磁同步电动机的控制方法进行探讨,以期最大限度地发挥它的自身优势,满足生产、生活应用的要求.本课题研究的主要内容分为以下三部分:1.通过对盘式无铁心永磁同步电动机结构的分析,总结此种电机运行中的特点,及其在控制中与普通永磁同步电动机的不同之处.2.在MATIAB中,以传统永磁同步电动机的控制模型为基础,通过改进,得到盘式无铁心永磁同步电动机的控制模型.在仿真研究中,分析盘式无铁心永磁同步电动机的控制方法,并分析在控制中其性能表现与普通永磁同步电动机的区别.3.根据前面设计好的盘式无铁心永磁同步电动机的控制方法,搭建DSP调速控制系统硬件,编写软件,对现有电机进

36、行实验,从而验证理论性问题.作为一种新型电机,盘式无铁心永磁同步电动机还处于研究阶段,对其控制的实现和对其在控制中表现的研究还处于空白.本课题针对盘式无铁心永磁同步电动机自身的特点,并借助于普通永磁同步电动机的控制理论,研究了盘式无铁心永磁同步电动机的性能特性和控制方法,比较了它与普通永磁同步电动机的不同之处.文中对盘式无铁心永磁同步电动机的参数、起动、控制策略等都有较为细致的、全新的讨论,弥补了这方面的空白.研究成果为此种电机的应用提供了一定的理论基础和实际调速控制经验.5.会议论文 宋志环.韩雪岩.陈丽香.唐任远 不同极槽配合永磁同步电动机振动噪声分析 2007 近年来对永磁同步电动机的噪

37、声振动的研究越来越受到人们的关注.永磁同步电动机的极槽配合不同,其对电机振动噪声的影响也各不相同.尤其是分数槽绕组的采用使永磁同步电动机的谐波磁场变得更加复杂.本文利用ANSOFT软件计算电机的主极磁场,再通过谐波分析得出各次谐波的幅值,最后利用分析结果计算电机的电磁噪声,计算结果与实验值吻合较好,并总结出不同极槽配合对电机电磁噪声的影响。6.学位论文 刘艳 基于HALBACH阵列的盘式无铁心永磁同步电动机分析与计算 2004 盘式永磁同步电动机属于轴向磁场电机，目前，该类电机在国外已经得到了迅速发展，作为一种现代高性能伺服电机和大力矩直接驱动电机己广泛应用于机器人等机电一体化产品中。由于该类

38、电机具有重量轻、体积小、结构紧凑、转子无损耗、转子的转动惯量小、机电时间常数小、转矩/重量比大、低速运行平稳、可以制成多气隙组合式结构进一步提高转矩等特点，其在数控机床、机器人、电动车、电梯、家用电器等场合具有广阔的应用前景，是一种理想的驱动装置。本课题作为国家863计划项目新型稀土永磁电机设计及集成技术2002AA324020中的一部分，该项目的主要工作是进行新型结构钕铁硼永磁电机盘式无铁心永磁同步电动机的设计与集成技术研究，开发出一种新型钕铁硼永磁电机，解决相应的整机设计和集成技术问题。本文中提出的基于Halbach阵列的盘式无铁心永磁同步电动机是在盘式永磁同步电动机的基础上，将无铁心结构

39、和Halbach型永磁体阵列应用到其中，从而使得电机的质量大为减轻，功率密度提高，振动噪声降低，效率提高。基于Halbach阵列的盘式无铁心永磁同步电动机其磁路结构和电磁负荷分布与传统电机完全不同，常规电机的某些设计规则不能直接应用到该结构电机的设计当中，本文主要针对这种结构的电机进行了分析与计算。分析了不同结构Halbach阵列下的气隙磁场，以及相关参数的计算，给出了初步的样机设计数据，并对样机的加工工艺进行了探讨，在总结、借鉴相关电机设计方法的基础上，针对盘式无铁心永磁同步电动机自身的特点，编制了一套电磁计算程序，该程序还有待通过大量样机的试验，来总结和完善。我国稀土资源丰富，然而，由于技

40、术经济上的问题，国产永磁交流伺服电动机至今未能大量应用。与此同时，高性能的永磁交流伺服电动机及系统大量依靠进口，我国每年进口的工程装备当中，仅数控机床因国产电机和系统不能满足要求而每年需要进口的就达22亿美元以上。本项目的完成将改变这类产品主要依靠进口的局面，充分发挥我国稀土资源丰富的优势，其经济效益和社会效益是十分巨大的。7.学位论文 杜智明 盘式低速永磁同步电动机的电磁场分析 2007 盘式低速永磁同步电动机作为一种高性能的新型电机，由于不需要机械减速机构，因此可以简化整个传动系统的结构，并提高系统的可靠性。而且由于该电机还具有重量轻、结构紧凑、振动噪声低、转动惯量小、低速运行平稳、机电时

41、间常数小的特点，因此应用前景十分广阔。本文分析的盘式低速永磁同步电动机属于一种多极低速永磁同步电机，在结构上具有两个显著的特点：一是电机的极数多，通过采用新颖的极槽匹配，使定子槽数较少，并且能够有效地抑制齿槽转矩；二是通过采用盘式内转子结构，减小了电机的体积，提高了电机的功率密度。由于该电机的结构与普通永磁电动机有很多不同之处，因此采用传统的计算和设计方法难以直接应用于该电机，本文从电机电磁场分析的角度出发，对该电机的性能加以分析研究。利用有限元法对盘式低速永磁同步电动机的永磁体形状进行了优化，分析了电机参数变化对空载气隙磁场、漏磁系数、定子绕组空载感应电动势和齿槽转矩的影响。对空载感应电动势

42、波形进行傅立叶分析，得到该电机通入三相对称正弦电流时谐波转矩的变化规律，在综合考虑齿槽转矩和谐波转矩变化规律的基础上，对电机的主要参数进行优化，提高该电机低速运行时的平稳性。在盘式低速永磁同步电机电磁场计算的基础上，根据矢量控制的要求，对该电机进行了建模和仿真，仿真结果表明该电机的起动性能良好，而且具有很好的低速平稳性，这就为该电机控制系统的硬件参数设计提供了良好的理论依据。8.期刊论文 宋志环.韩雪岩.陈丽香.唐任远.SONG Zhi-huan.HAN Xue-yan.CHEN Li-xiang.TANG Ren-yuan 不同极槽配合永磁同步电动机振动噪声分析-微电机2007,40(12)

43、永磁同步电动机的极槽配合不同,其对电机振动噪声的影响也各不相同,尤其是分数槽绕组的采用使永磁同步电动机的谐波磁场变得更加复杂.利用Ansoft软件计算电机的主极磁场,再通过谐波分析得出各次谐波的幅值,最后利用分析结果计算电机的电磁噪声.计算结果与实验值吻合较好;并总结出不同极槽配合对电机电磁噪声的影响.9.学位论文 张飞 地铁用永磁同步电动机设计中的关键技术问题研究 2006 本课题的研究工作主要围绕地铁用永磁同步电动机设计中的关键技术问题展开，所做的主要工作包括以下几个部分：首先，采用电磁场有限元数值计算方法，准确计算永磁同步电动机空载漏磁系数。在此基础上分别以径向式、切向式和混合式转子磁路

44、结构为研究对象，对不同永磁体尺寸、气隙长度、隔磁桥尺寸情况下永磁同步电动机空载漏磁系数进行分析计算，总结出空载漏磁系数随结构参数的变化规律，为地铁用永磁同步电动机磁路结构的选择，以及电磁计算过程中空载漏磁系数的选取奠定基础。其次，利用ANSOFT软件，对永磁同步电动机电枢反应电抗参数进行计算。通过对多台永磁同步电动机电抗参数的计算，分析了影响永磁同步电动机电枢反应电抗参数的关键因素，总结出永磁同步电动机电抗参数与不同转子磁路结构、永磁体磁化方向长度、气隙长度以及隔磁桥尺寸的变化规律。从而选择适合于地铁用永磁同步电动机的转子磁路结构，以提高电机的各项性能指标。最后，进行地铁用永磁同步电动机的设计

45、研究。通过对电动机结构型式与热负荷、有效材料峰值功率密度的分析，确定了电动机的外形尺寸。分析了不同转子磁路结构对电动机磁阻转矩的影响，确定了地铁用永磁同步电动机转子磁路结构的选用原则。分析了气隙长度对永磁体用量和失步转矩倍数的影响，确定了在满足失步转矩倍数要求的前提下气隙长度的选取原则。分析了电压型逆变器供电的永磁同步电动机对定子漏抗的要求，确定了电磁负荷以及定子槽形等参数的选取原则。从降低电动机铁耗、铜耗和机械损耗着手，给出了提高电动机效率的一般方法。给出了在电机设计中减少振动噪声的注意事项。通过以上分析，采用场路结合的方法，设计了一台地铁用永磁同步电动机，并利用ANSOFT软件对电动机进行分析计算，给出了相关计算结果。本文链接：http:/