6.1电机主要噪声源

噪声是各种频率和不同强度的杂乱声音的组合，这种令人讨厌的 声对人类的危害是众所周知的。噪声往往伴随振动而产生，振动过大 还会损坏其他设备。振动噪声水平反映了产品设计、制造的水平，是 衡貴产品质童的重要指标。现在人们已普遍认识到降低嗓声的重要 性。电机设计、制造及运行人员需要更多的有关电机噪声方面的知 识。例如，需要弄清楚电玑噪声怎样产生，与什么因素有关，希望在设 计阶段预计电机实际运行时所产生的噪声，同时要知道降低噪声的方

电机的主要噪声源有电磁噪声、机械噪声和通风噪声。

1. 电磁噪声

电机气隙中磁场相互作用产生随时间和空间变化的径向力，使定 子铁心和机座随时间周期性变形，即定子发生振动；电磁噪声主要是 由于定子的振动使周围空气脉动而引起气载噪声。

2. 机械噪声

转子机械不平衡引起离心力所产生的机械振动和噪声、轴承振动 嗓声、电刷与集电环或换向器滑动接触噪声、受轴承振动激发的端盖 轴向振动噪声等。

3. 通风嗓声

风扇或其他通风元件以及转子旋转形成的空气涡流噪声，风扇旋 转使冷却空气周期性脉动或气体撞击障碍物而产生的单频噪声，风路 中薄壁零件谐振或风路设计不合理产生的“笛声

6.2电磁噪声分析计算

电磁噪声是电机的主要噪声源之一，在多极数电机或通风噪声较 低的电机中，电磁噪声就显得比较突出，一般情况下它随电机功率增 大而增加，而且是负载时噪声增大的根源。该噪声与电机的电磁设计 参数密切相关，如设计不当，电磁噪声将会十分明显，有可能成为超过 其他噪声（通风和机械噪声）的最主要噪声源。因此，研究电机电磁噪 声产生原因、电机设计参数与电磁噪声关系和电磁噪声计算方法，对 于在设计阶段预计和控制电机噪声有重要意义。

6.2.1电磁噪声产生原因分析

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 互作用产生切向力，从而产生切向电磁转矩以外，还会产生随时间和 空间变化的径向力。一般情况下，电机气隙中存在各种次数、各种频 率的旋转径向电磁力波。每个径向力波都分别作用在定、转子铁心 上，使定子铁心和机座以及转子出现随时间周期性变化的径向变形， 即发生振动，振动频率就是力波作用的频率。由于转子铁心刚度很 大，所产生的振动量很小，故一般仅考虑定子铁心和机座的振动&电 磁噪声主要是由于定子的振动使周围空气脉动而引起的气载噪声，

径向力波的阶次数越低，铁心弯曲变形的相邻两支点间距离越 远，铁心刚度相对较差，径向变形也越大。定子铁心变形量约与力波 次数的四次方成反比,与力波幅值成IE比，故帻值较大的低次数径向 力波是引起电磁噪声的主要根源。此外，应特别注意的是，铁心和机 座都有一定的固有振动频率，当径向力波频率与该固有频率接近甚至 相同时，会发生谐振，这时铁心振动及辐射噪声将大大增加。

当异步电动机定子通以三相交流电流时，将产生一系列次数、幢 值、转速、转向不同的随时间正弦变化的旋转磁动势。转子感应电动 势所产生的电流，也将会产生一系列旋转磁动势。

径向力波的次数™确定了电机径向振动的振型，如图6-1所示 m=〇〜5的定子径向变形形状。m=〇时，径向力与空间坐标无关, 但随时间周期性变化，这种情况下电机定子类似于一个内部压力随

时间变化的圆柱形容器。，《 = 1时，在定子和转子铁心上受到一个周 期性变化的单边磁拉力作用而引起振动。m=2时，正弦分布力波沿 气隙有两个完整周期，它使定子铁心产生椭圆形的周期性变形。m >2时，正弦分布的径向力导致定子铁心产生多边形的周期性变形。

对于小型电机，最重要的振型是w = l、2、3、4。对子中大型 电机，更高次的振型可能也是重要的。

各项径向力波中，一般只考虑第1项由基波磁场产生的倍 频力波，以及第5项由定子和转子谐波磁场相互作用产生的径向力。 其余各项由于丸波次数较髙，影响很小t故可以忽略。

由于基波磁场幅值较大，且若没有基波磁场，电机就不能工作， 故由它产生的倍頻噪声是不能避免的。但由于其力波次数较高（除2 极电机外），频率较低，嗓声辐射效率比较低，因此，除功率较大的 2极电机外，倍频噪声一般都较小^

由定子和转子谐波磁场相互作用产生的力波次数m ^ ± ^为

小的整数时，该类力波将会成为产生电磁噪声的强大力波。

6.2.2谐波磁场计算

1. 产生低阶次力波的谐波磁场

在分析给定榷配合的电机所产生的径向力次数及频率时，应按 规定计算并列出定子和转子谐波

1. 磁动势谐波磁场 定子三相合成谐波磁动势蝠值

F = 3V2

W 7T V

式中 N、—每相串联匝数；

(6-8)

I— —产生磁动势的定子电流（A);

K如——v次谐波绕组系数；

^——谐波次数。

异步电动机的基波碓场由定、转子磁动势合成产生，由于转子 电流的阻尼作用，产生基波磁动势Fp的电流应为励磁电流jmQ因 此，以；> = p，/=/„代人式（6-8),即为基波磁动势

谐波磁动势的计算也应考虑转子电流的阻尼作用，在式（6-8) 中，/ = 〇上，上式中^为定子电流，辽反映定子v次磁动势谐波 在转子绕组中感应电流对该次定子谐波的阻尼作用，称为阻尼系数。

且

式中 L转子对V次谐波偶合系数，

K 转子别次谐波斜槽系数，=

/2——转子齿距；
bs,——转子斜槽距a
定子磁动势谐波磁场幅值

由转子^次磁动势谐波幅值&代入式（6-9>中，可求得转子 磁动势谐波磁场幅值

1. 磁导谐波磁场

槽磁导谐波是与齿槽的分布以及气暸大小有关的参数，它由下式给出：

计算转子槽磁导时， t—齿距

计算定子槽磁导时z =

计算转子槽磁导时 d——气隙长。

如已知气隙中某磁场的磁密分布，则该磁场产生的径向力可按 式（6-5)计算。

1. 基波磁场产生的径向力

基波（P对极）磁场縝值即为气隙磁密B,,它所产生的径向力 波次数力波频率/=2,，单位面积上作用的径向力波蝠值

2. 定转子谐波磁场相互作用产生的径向力 定子^次请波磁场与转子^次谐波磁场（由定子^次磁场感生）相互作用产生的径向力次数m = ，单位面积上作用的力波幅值

6.2.4径向力引起的振动

电机运行时，气隙中交变的电磁力波作用于定、转子铁心，使 它们随时间周期性地变形，即发生振动^振动频率就是径向力波的 频率。另一方面，电机有因其结构而决定的固有振动频率，当外施 的激振力频率接近或等子固有频率时，就会发生共振。这时，振动 的幅值及由此而来的噪声将会大大增加。简化计算时忽略机座的影 响，使定子简化为仅有定子铁心的单环型式；只考虑定子铁心轭部 的变形，把定子齿和绕组作为附加质量；同时假定铁心质量均勻。

1. 定子铁心静变形

It *3k

把定了轭展丌为直梁，以力波的相邻两原点作为支点，把问题

简化为求简支梁的固有频率和在正弦分布力作用下的弯曲变形。定 于轭在径向力次数平均值作用下的变形为

3. 定子铁心振动幅值

当径向力引起的铁心振动频率/等于或接近固有頻率九时，会 发生共振，这时铁心变形量将增大

实际上电机定子铁心由机座直接或借助筋支撑，其结构比仅考 虑定子铁心的单环复杂得多如杲常要精确计算，可采用有限元法或能量法进行计算。

1. 噪声度量的物理量

电机由于受电磁力作用产生的振动，传播到其周围空间，引起 空气质点的振动而产生声波。当声波的频率在20~20kHz之间时， 就能被人耳感觉，这就是电磁噪声。

空气中的声波是一种纵波，其传播方向与波阵面垂直。为了描 述声波在其传播媒质中各点的强弱，常用声压p和声强J这两个物 理量。它们分别表示波通过媒质时引起的附加压强和单位时间内通 过单位面积波阵面的声能量。户的单位为帕（Pa，即N/m1), J的单 位为瓦/米2 通常用声功率P描述单位时间内声源辐射的

声能量，其单位为瓦（W)。

因为在音频范围内声压的变化范围达107倍，声强和声功率变 化范围可达1014倍，并且人的听觉对声信号强弱的反应不是线性的， 而是成对数比例关系P故通常不用绝对单位，而用相对于规定基准 值的对数量——声压级LP、声强级Lt和声功率级表示噪声的大 小。它们的表达式如下，一般用对数董的十分之一作为单位，称为 分贝。

1. 声波动方程

存在声压的空间称声场，一般情况下声压是时间、空间的函数。 假定空气媒质为理想流体（声波传捶时没有能量的耗损）；没有声扰 动时媒质宏观上是静止的，又是均勻的；传热过程是绝热的；传播 的是小振幅声波，则声压f的波动方程为

VZp = 7W (6-19)

不同振动次数讯W201g[^^Vm Ur)]如图6-3所示。若已

6.3电磁噪声抑制

电机的电磁噪声辐射主要取决于气隙中电磁瀲振力（径向力）、 电机结构的振动响应以及电机表面声辐射特性。因而降低电机噪声 的各种方法可以归结为：

(1) 降低电磁激振力及提髙其力波次数。

(2) 降低电机表面振动量。

(3) 降低声辐射效率。

6.3.1 定转子權®合

幅值较大的定、转子齿谐波磁场由定转子槽数^和厶决定, 因而槽配合直接影响定、转子谐波磁场相互作用产生径向力的大小、 次数和频率，对电碰噪声的大小和频率影响很大。设计中正确地选

择槽配合是避免产生过大电磁噪声的关键，对笼型转于异步电动机 尤为重要。

同一规格电动机采用不同槽配合时噪声测试比较见表6-5。

产生的转子谐波磁场分布与轴向坐标z有关，设铁心中央为坐 标原点，则^次转子谐波在不同轴向位置处的相位移为(W/2), Z为离铁心中央的轴向距离，^为转子铁心长。该转子谐波与另一 个定子谐波相互作用产生径向力，在直槽时单位面积上作用的单元 力的大小、相位均相同，合成力为各单元力的代数和。而在斜槽时， 单元力沿铁心长度相位不同，离铁心中央2处该单元力的相位移亦 为^^ 合成力应为各单元力的几何和，因而实际作用的平

均径向力降低了。当斜槽增大到使^^ = 271时，该径向力的合成力 降到最小，而继续增大斜槽，则该合成力反而增大，到;^4 = 471时， 又降到最小。在不同的转子斜槽距下，该合成径向力降低的系数为：

该系数即为转子^次谐波斜槽系数

在设计中确定转子斜槽距时，应先分析产生幅值最大的低次径 向力波的转子谐波磁场。设该转子谐波磁场次数为则要最大限 度地削弱该谐波磁场产生的径向力，应选择的斜槽距为=

由转子心次谐波磁场与另一个定子谐波磁场相互作用，在某一 频率下产生的电磁噪声级，设直槽转子时为M，斜槽转子时为^， 则由于采用斜槽转子使该噪声级的降低可近似按下式估算

L, - = 201g卜(dB) (6-29)

但转子斜槽后t由于径向力沿轴向长度相位不同而产生扭转力矩，导 致铁心扭转振动而产生噪声。这种扭转振动在小型电机中一般较小， 但在中大型电机或铁心较长的电机中，应注意该扭转振动产生的噪声。 因而斜槽使噪声级的降低实际上小子按式（6-29)的计算值。

采用双斜槽转子（也称“枞树式”转子）t转子分为两段，两段 斜槽呈人字形结构，中间增加短路环，这样在合成径向力降低程度 相同的情况下，能减小产生的扭转振动和噪声。

6.3.4定转子槽口

定子或转子槽口宽度增大时，定子或转子磁导谐波幅值增大， 使定子或转子磁导齿谐波磁场增大.从而增大了由这些齿谐波磁场 产生的径向力和电磁噪声。为了减小磁导谐波，定子最好用半闭口 槽，用开口槽时最好采用磁性槽楔；转子采用半闭口槽或闭a槽。 由于负载时磁动势谐波相对较大，故槽口宽度对负载噪声影响很小。 6.3.5 绕组型式

采用能减少谐波含量的绕组，例如短距双层绕组、3(T相带绕组 等，原则上都会对降低电磁噪声有利。但是否会有实际效果，还要 作具体分析，只有削弱或消除产生幅值较大的低次径向力波的那些 谐波磁场，才会使电磁噪声有所降低。

分析时按槽配合列出定子相带绕組时的定、转子谐波磁场及 其所产生的力波次数及频率，例如，2力=6，Z,=72, Z2 = 58见表

6- 8,表中仅列到一阶齿谐波。产生主要力波的定子谐波是57次， 其次是-51次。在60°相带及3(T相带绕组时，该两请波的绕组分布 系数]^，以及在不同节距，该两谐波的绕组短距系数Kp见表 6-9。从表中可知，在该槽配合下釆用30s相带绕组，可消除产生主 要力波的定子谐波磁场，对降低电磁噪声有实际效果。如果采用60* 相带绕组时，绕组节距选用；^ = 10,对降低电磁嗓声比较有利。

表6-9谐波绕组系数

齿谐波绕组系数与基波绕组系数相同，因此对于由定子和转子 齿谐波磁场相互作用产生的径向力及噪声，绕组型式对其无影响。

6.3.6定子绕组并联路数

转子偏心会引起一系列低次数径向力波，并使嗓声辐射增加， 因而严格控制制造和装配质量来保证转子偏心最小是重要的，然而 转子偏心一般不可能完全消除，采用合适的定子绕组并联支路，可 提供另一种方法来降低偏心引起的噪声D

三相4极定子绕组不同并联支路时的连接如图6-7所示。假定 转子轴向下偏，若极相组线®流过一定电流，则由极相组产生的 每极磁通将小于由A3产生的磁通，这是因为 ' 的磁通必须通过较 大的气隙。换句话说，A,的电感小于〜。如果每相绕组串联，例如 Af、A2、A3和、串联并流过相同电流，则A,产生的磁通必小于A3 产生的磁通，磁通不平衡引起不平衡磁拉力和低次数的力波，从而 产生噪声和振动。然而，如果绕组A:、A3和、并联，如图 t7e所示，因中单位电流的电抗压降小于A3，故、流过的电流 必大子A3, Ai中流过较大的电流可在一定程度上抵偿磁通分布的不

平衡，因而可降低不平衡磁拉力和低频电磁噪声。对下列定子绕组 连接作测试比较：

(1) 每相所有极相组串联（见图6-7b)。

(2) 两路并联，径向相对的两极相组并联，有均压线（见图 6-7c)〇

(3)  同图但无均压线（见图6-7d)。

(4) 四路并联（见图6,7e)。

(5) 两路并联，隔开的两极相组串联，且无均压线（见图

6-7f),

转子偏心时，不同的并联支路和接法时主要声功率变化示于图 6-8中。每线圈组上施加的电压保持相同，因而所有这些接法的工作 主磁通实际上保持不变。如果把各极相组串联时的声功率级取为基 准值，在相对偏心为75%时，采用不同并联支路和绕组接法的声功 率级降低示于表6-10。从表中看出，两路并联并有均压线接法时, 噪声降低相当多；相同接法而无均压线时，噪声降低相当少。就嗓 声而言，四路并联接法甚至比两路并联及有均压线时还好=

表(J-10不同并联支路和嫌组接法声功率級障低

注：以每相所有极相组串联时的声功率级取为基准值a相对傭心为75%b

上述试验结果表明，采用并联支路的绕组对于降低噪声通常有 一些好处，但并不总是如此，必须小心适当地安排并联回路。有利 的接法为：

(1) 每相所有极相组并联。

(2) 每相两路并联，径向相对的极相组并联。

每一对极相应在两端以均压线连接在一起f于是，当存在偏心 时，由于径向相对的极相组电抗不同而在均压线上引起均衡电流， 从而削弱了偏心的有害影响。采用并联支路但无均压线的接法降低 噪声的作用一般不大。

6.3.7降低电机表面振动量

电机表面的振动量除直接与激振力的大小有关外，还与激振力 波次数及频率有关，同时与电机的结构及其刚度有关。以上的方法

主要是降低澉振力大小来降低电机振动以控制噪声。下面介绍当撤 振力大小无法改变的条件下，降低电机表面振动的方法。

(1) 增加激振力波次数（力波极对数）。次数改变时定子振动变 形童的变化如式（6-27)所示，故力波次数增加，定子振动明显降 低。增大由谐波磁场产生的径向力波次数，主要靠合理选择定转子 槽配合实现（见6.3.1节）。

(2) 使重要的激振力频率与电机结构的固有振动频率错开，为 此要确定定子结构、转子系统与端盖的固有频率，并把这些固有頻 率与主要激振力频率进行比较。

(3) 增加定子铁轭厚，以提髙其刚度。因为定子振动幅值约与定子轭厚的三次方成反比，噪声辐射与定子振动隔值二次方成正比

铁轭厚增加50%,相应的声功率级约降低10.5dB。虽然该方法 能有效地降低电磁噪声，但却大大增加了电机的重量和成本。铁心 设计时，应核算定子结构的固有频率，以保证不会发生共振。小型 电机定子机座外表面的散热筋主要起增加冷却效果的作用，同时在 一定程度上还可增加定子结构刚度，因而可降低噪声辐射。

(1) 加入阻尼材料，以增加电机结构的阻尼性能。用清漆或环 氧树脂把定子叠片完全粘在一起，并填充铁心与机座之间的间腺， 就能增大电机结构的阻尼D

(2) 调节定子叠片铁心与机座之间的机械连接，使机座振动最 小。这种方法仅适用于大型和中型电机，这种情况下电机的内，铁心 和外机座用弹性元件连接。

6.3.8降低声辕射效率

根据脚柱体表面在径向振动时辐射的声强，与无限大平面以同 样频率⑴、同样振椹4/振动时辐射声强的比值（见6*2.5)，若取平 而振动体声强为基准值，则该比值可认为是相对声辐射效率,，相对 声辐射效率随下列值而变化：

(1) 振动模数m (即激振力波次数

(2) 表面有效半径

(3) 电机长.径比

这里々 = 为声速f a为电机半径，6为电机祆度的一半。

研究结果表明，在大多数情况下，短电机声辐射效率低于长电 机，而且当h值较小时，振动模数高时的輻射效率低于模数低时的 辐射效率。

6_4轴承噪声分析计算

滚动轴承有内、外轴承圈，其间有滚珠或滚柱等滚动元件以及 保持架等零件，它们之间产生相对运动，这些相对运动的元件间发生不规则撞击而发出各种噪声。因此轴承声经常分布在一个较宽的 频带内，低频部分由内、外圈的偏心或不规则，滚动元件排列不规 则或有斑点等影响旋转精度，从而引起旋转频率或倍频的振动噪声。 高频部分由轴承滚动接触面即滚道及滚动体表面的波纹道及表面损 伤引起.常处在l~5kHz频率范围内，尖峰处的频率多位于21^1^或 3kHzt这种轴承声的频率与转速关系不大，但大小却随转速而上升。 以上所述的是与轴承本身质量有关所产生的噪声。

往往发现质最相同的一批轴承装茌不同的电机上，测得的轴承 噪声差别也很大，这说明轴承噪声与电机本身的结构和装配工艺关 系很大。首先电机转子轴承档尺寸精度及端盖轴承室尺寸精度会影 响轴承的E合精度，从而改变轴承径向游隙的大小，径向游瞭过小 或过大都会对振动噪声不利。电机转子轴承档及端盖轴承室加工精 度较低，公差带较宽，以及轴承原始游隙的上下限值相差较大，都 会使电机噪声不稳定，另外，轴承装配工艺的影响也很大，应保持 轴承清洁，轴承装机过程中要注意平正，润滑脂不能混入杂物且填 充量要合适。电机端盖的刚度较差也会使轴承噪声加大。

根据对轴承的大量测试统计分析，在一定转速下，轴承的加速 度与轴承直径和轴承类型有关。对电机采用的深沟球轴承，按其加 速度值分为Z,、Z3三个等级，按轴承结构又分为200系列及

300系列3轴承在1500 r/min下的加速度级（亚）可近似按下式估 算

A 十 0,33d (6-31)

式中d 轴承内径（mm>;

A 轴承类型常数，对深沟球轴承见表

加速度级随转速的二次方关系变化，因此在其他转速下的加速

度级(dB)可按下式计算

L/m = La + ALa (6-32)

式中l——加速度级随转速的变化量，ALa = 20^4 (dB); n——轴承运行转速（r/min)。

统计表明，将加速度级不同的一批轴承装人结构设计相同的一 批电机中，这批电机的轴承噪声测试值的离散性远大于轴承的加速 度级的差异，但基本上仍呈正态分布。根据测试统计分析，电机轴 承噪声声功率级与轴承加速度级的关系可以从正态分布的中 值之间求得，其关系式近似为

LWb = 14 + 0.9L& (dB) (6 33)

上述计算适用于质量稳定即加速度级为正常值的轴承，电机结 构设计与作统计分析的电机相同（带散热筋铸铁机座，防护等级为 IP44、IP54或IP55),电机轴承装配质量稳定的情况下，估算电机 轴承噪声声功率级的期望值^

6.5通风噪声分析计算

电机的通风噪声主要有下列三种成分：

<1)涡流声风扇叶片在转动时使周围气体产生涡流，这种涡 流由于粘滞力的作用，又分解成一系列小涡流，它们使空气发生扰 动，从而产生噪声。另外，在气流运动的转弯处，如果有较大的空 腔*也会产生涡流声。涡流声是一种宽頻带的随机稳态噪声。

(2) 单调声（汽笛声）由风扇旋转使冷却气体周期性脉动以 及气流碰撞散热筋、紧固螺栓和其他突出障碍物而产生的单頻噪声, 其頻率由下式确定

^ _ nZ 60 ^

式中 n——电机转速（r/min);

风扇叶片数；

K——音调的阶数（一般为不超过3的正整数）。

(3) 共鸣声由风路中薄壁零件如风罩等的谐振引起的嗓声。

电机的通风系统相当复杂，它们可以采用不同的风路结构，如 轴向通风、径向通风和混合通风。又可以采用不同的凤扇，如离心 式凤扇、轴流式风扇等。就采用相同的风路结构和风扇而言，通风 元件的布置和结构也可以不同。因而不可能用一种计算方法来解决 所有电机的通风噪声计算问题，而且许多因素的影响目前只能通过 大量试验来分析归纳。

对带散热筋机座，防护等级为IP44、IP54或IP55的电机f采 用离心式风扇时，通过试验分析表明，风扇产生的涡流声与风扇叶 片外缘圆周速度的六次方成正比，与凤扇线性尺寸（外径、宽度) 的二次方成正比。

6.6电机噪声测试

6.6.1空载職声测试

Y2电机空载噪声测量方法应按GB/T10069.1进行，薪的国标 允许用声压法、声强法、振速法三种捆试技术中的一种。使用者应 根据本单位的仪器情况、现场条件和测试精度来确定用哪种方法

如何确定用哪种方法可参照表6-12来选择。

表&12声功率级測定程序及其相关应用场合

发射声压级由GB/T 17248.4确定。按GB/T 14574标示和验证噪声发射值。

根据目前生产厂的现场条件和已有的仪器来看，绝大多数采用声压法测试，特别是在非混响室中测试的声压法，采用最为广泛。 在消声室或类似自由场的普通声学环境用声压法测试时，测试面和测点的选择应按表6-13确定

表6-13测试W和测点分类选择表