非晶合金卷繞定子鐵心振動噪聲的研究

吳勝男 唐任遠 韓雪巖 佟文明 張 哲 陳 健

(沈陽工業大學國家稀土永磁電機工程技術研究中心 沈陽 110870)

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非晶合金卷繞定子鐵心振動噪聲的研究

吳勝男 唐任遠 韓雪巖 佟文明 張 哲 陳 健

(沈陽工業大學國家稀土永磁電機工程技術研究中心 沈陽 110870)

建立考慮磁致伸縮效應的非晶合金卷繞定子鐵心的磁-機械耦合數學模型。采用非晶合金定子鐵心模態實驗對卷繞結構鐵心彈性模量進行修正的方法，研究非晶合金定子鐵心卷繞結構對振動的影響。應用三維有限元法計算定子鐵心的磁場分布、形變和振動加速度；并在此基礎上分析定子鐵心周圍聲場分布。提出非晶合金卷繞定子鐵心振動噪聲測試方法，通過實驗驗證計算方法的有效性。同時完成了不同供電頻率下不同磁通密度時定子鐵心振動噪聲的測試，總結定子鐵心振動和噪聲的影響規律。得出定子鐵心振動加速度隨磁通密度平方呈正比和定子鐵心噪聲隨磁通密度呈對數函數規律變化的結論，確定了曲線擬合公式和系數。

非晶合金 磁致伸縮 卷繞鐵心 磁機械耦合 振動噪聲

0 引言

非晶合金材料作為一種新型雙綠色軟磁功能材料[1]，具有優異的電磁性能(低損耗、高磁導率)，將其應用于永磁電機鐵心來替代常規硅鋼片材料，能顯著降低永磁電機的鐵耗，提高電機效率和功率密度，節能效果顯著，是電機領域具有良好前景的新型鐵心材料。然而，非晶合金材料也具有一定的性能缺陷，其中最主要的性能缺陷就是磁致伸縮系數相對較大，由此引起的電機振動噪聲將顯著加大。

目前國內外學者對硅鋼片軟磁材料在不同狀態下的磁致伸縮特性進行了研究。張艷麗等[2]對電工鋼片的磁致伸縮特性進行了測量，在測試數據的基礎上利用線性壓磁方程建立了磁致伸縮特性數學模型，計算了電工鋼片因所處磁場發生變化而產生的磁致伸縮形變。但文中并未考慮壓力對磁致伸縮的影響。張艷麗等[3]對直流偏磁下電工鋼片磁致伸縮的各向異性特性進行了測量，同時測試了壓力對磁致伸縮的影響。P.I.Anderson等[4]對無取向電工鋼片磁致伸縮對應力的敏感性進行了研究。當磁化方向沿電工鋼片軋制方向時，沿軋制方向的拉應力對磁致伸縮影響較小；當壓應力小于2 MPa時，壓應力對磁致伸縮影響較小；當壓應力繼續增加時，磁致伸縮應變將快速增加。S.Somkun等[5]對變頻器供電下無取向電工鋼片由磁致伸縮引起的機械共振進行了研究。通過對M400-50A無取向電工鋼片300 mm×30 mm樣片在1 T正弦交變磁場(頻率范圍為500～4 000 Hz)作用下的磁致伸縮特性的測量，得出當變頻器開關頻率為樣片共振頻率的整數倍時，變頻器供電下的磁致伸縮幅值比正弦波供電時提高達28%的結論。

同時國內外學者對電機等電氣設備由磁致伸縮引起的振動噪聲進行了研究。S.Somkun等[6]對無取向電工鋼片的磁致伸縮各向異性對異步電機定子鐵心形變的影響進行了研究，得出磁致伸縮的各向異性對定子齒部的形變影響較大，考慮磁致伸縮的各向異性可提高電機振動噪聲計算的準確性。A.Shahaj等[7，8]研究了磁致伸縮對大型電機振動噪聲的影響，得出磁致伸縮在某些模態中減少了激振力，而在另一些模態中增加了激振力。祝麗花等[9]研究了磁致伸縮和變頻器供電引起的諧波對永磁電機振動的影響，采用磁-機械直接耦合的計算方法，得出了綜合考慮電磁力、磁致伸縮及變頻器供電諧波共同作用時的計算結果更接近實際值。

以上研究工作都是基于硅鋼片軟磁材料磁致伸縮特性及硅鋼片電機等電氣設備由磁致伸縮引起的振動噪聲進行的，對于非晶合金電機振動噪聲的相關研究還未見公開發表的資料。本文在現有研究工作的基礎上，以非晶合金卷繞定子鐵心為研究對象，建立考慮磁致伸縮效應的定子鐵心磁-機械耦合模型。結合非晶合金磁化曲線和磁致伸縮特性曲線[10]對定子鐵心磁場和機械場進行計算，得到定子鐵心的磁場分布、形變及振動加速度，并在此基礎上分析定子鐵心周圍聲場分布。提出非晶合金卷繞定子鐵心振動噪聲測試方法。通過振動噪聲實驗對計算方法進行驗證。同時對不同供電頻率下不同磁通密度時非晶合金卷繞定子鐵心的振動噪聲進行測試，總結磁通密度對定子鐵心振動加速度及噪聲的影響規律。

1 分析方法

1.1 非晶合金磁化和磁致伸縮特性

非晶合金卷繞定子鐵心的振動噪聲主要由非晶合金帶材的磁致伸縮引起。非晶合金帶材磁化特性和磁致伸縮特性是定子鐵心振動噪聲計算的基礎。本文通過實驗測試了非晶合金卷繞定子鐵心的磁化曲線，如圖1所示。非晶合金磁致伸縮特性曲線采用文獻[10]中的測試數據，測試曲線如圖2所示，圖中λ為磁致伸縮系數。

圖1 非晶合金磁化曲線Fig.1 B-H curve for amorphous metal material

圖2 非晶合金磁致伸縮特性曲線Fig.2 Magnetostriction curve for amorphous metal material

1.2 磁-機械耦合數學模型

1)磁場方程

電機定子鐵心的勵磁電流為交流電流，交流電流在鐵心中產生的磁場為交變磁場，交變磁場產生感生電場，該電場在定子鐵心中將感應渦流。電機定子鐵心中電磁場的頻率較低，位移電流可忽略不計，麥克斯韋方程可表示為[11]

(1)

(2)

式中，H為磁場強度，A/m；B為磁通密度，T；E為電場強度，V/m；J為電流密度，A/m2。

(3)

式中，Js為源電流密度，A/m2；ν為磁導率；η為電導率。

2)磁致伸縮應力

電機定子鐵心在磁場作用下會發生磁致伸縮，從而在鐵心內部產生磁致伸縮應力，磁致伸縮力可采用虛功原理法和彈性力學法進行計算[12]。本文采用彈性力學的方法對磁致伸縮應力進行計算。依據彈性力學基本原理，對于彈性材料，應力和應變的關系為線性函數，滿足胡克定律。磁致伸縮應力可表示為

σms=Dεms

(4)

式中，σms為磁致伸縮應力，N/m2；εms為磁致伸縮應變；D為彈性張量，N/m2。

對于各向異性的線彈性材料，彈性張量D表示為

(5)

式中，E為材料的彈性模量，N/m2；α為泊松比。

磁致伸縮應變εms是通過磁場計算得到的磁通密度和磁致伸縮特性曲線插值確定的。

3)振動方程

在忽略定子鐵心系統阻尼影響時，定子鐵心振動過程可表示為

(6)

式中，u為位移矢量，m；F為外力載荷，N；ρ為密度，kg/m3。

本文利用商業軟件COMSOL Multiphysics對非晶合金卷繞定子鐵心的振動噪聲進行計算，該軟件可選擇或自定義偏微分方程實現多物理場的耦合分析。具體計算過程為：首先對非晶合金定子鐵心的電磁場進行計算，根據鐵心磁通密度分布和非晶合金磁致伸縮特性曲線插值計算得到節點磁致伸縮應變；其次根據節點應變計算出相應節點應力；最后通過結構瞬態動力學分析，計算得到定子鐵心的振動，并在此基礎上計算定子鐵心周圍聲場分布。

2 數值計算

為了確定非晶合金帶材磁致伸縮效應對定子鐵心振動噪聲的影響，本文對非晶合金卷繞定子鐵心振動噪聲進行數值計算。定子鐵心上開有36 個槽，槽型為矩形槽，定子鐵心參數如表1所示。

表1 非晶合金定子鐵心參數Tab.1 Amorphous metal core parameters (單位：mm)

在數值計算時，為了模擬定子鐵心中的交變磁場，在模型中建立勵磁線圈，并利用交流電流源對勵磁線圈施加激勵。感應線圈中產生感應電動勢，通過感應電動勢計算得到鐵心中的磁通密度。計算模型如圖3所示，計算區域包括測試鐵心、勵磁線圈、感應線圈和空氣。

圖3 非晶合金定子鐵心振動噪聲計算三維模型Fig.3 3-D model of vibration and noise calculation for amorphous metal core

本文所研究的非晶合金定子鐵心采用非晶合金帶材卷繞工藝制成，卷繞結構的片層間接觸對定子鐵心的力學性能產生影響，同時影響定子鐵心的振動。目前國內外已有學者研究了疊片結構對鐵心振動模態的影響。Tang Zhangjun等[13]研究了疊片結構鐵心楊氏模量對電機振動的影響。電機鐵心的制作過程中改變了材料的特性，本文利用超聲波脈沖測得開關磁阻電機疊片結構鐵心的彈性模量，測試結果與采用材料彈性模量存在很大差異。王鳳翔等[14]對徑向磁通電機疊片鐵心的振動模態進行了研究，認為鐵心軸向方向彈性模量低于硅鋼片材料自身值，并以實驗值與計算值對比的方法確定了大型異步電機定子鐵心的彈性模量。

卷繞壓緊力并不是振動產生的源，但卷繞壓緊力會通過影響非晶合金卷繞鐵心的彈性模量進而影響鐵心的振動。本文采用三維有限元模型，通過改變非晶合金鐵心材料的屬性計算鐵心的模態特性(固有頻率和固有振型)，將計算結果與實驗測試確定的卷繞結構鐵心模態特性進行比較，利用測試值對計算值進行修正。

非晶合金定子鐵心的密度ρ=6.175×103kg/m3(非晶合金帶材的密度ρ=7.18×103kg/m3，鐵心卷繞疊壓系數為0.86)。非晶合金帶材的楊氏模量E=1.1×1011N/m2，泊松比α=0.3。對非晶合金卷繞定子鐵心的模態特性進行計算和測試，計算得到定子鐵心的振動振型(二階和三階)如圖4所示，測試得到定子鐵心的二階和三階頻率分別為1 712 Hz和4 150 Hz。利用模態測試值對定子鐵心的楊氏模量進行修正，確定非晶合金卷繞定子鐵心卷繞方向(徑向)彈性模量Ex=Ey=0.75×1011N/m2。表2列出了非晶合金卷繞定子鐵心楊氏模量對固有頻率的影響。

圖4 定子鐵心振動振型Fig.4 Vibration modes of the core

序號Ex(Ey)×1011/(N·m-2)Ez×1011/(N·m-2)f2/Hz誤差(%)f3/Hz誤差(%)11.101.1201417.6444216.5320.751.117341.2840143.27

通過計算得到當激磁電流頻率f=267 Hz、峰值電流時的非晶合金定子鐵心磁通密度分布和線圈中電流如圖5所示，鐵心內部某一截面磁通密度分布如圖6所示。由圖可看出，鐵心內部磁通密度均勻分布，磁通密度矢量主要沿圓周方向。

圖5 定子鐵心磁通密度和線圈中電流(峰值電流時)Fig.5 Magnetic induction distribution of amorphous metal core under peak excitation current

圖6 定子鐵心內部某一截面磁通密度分布(峰值電流時)Fig.6 Magnetic flux density distribution on the cross section inside the yoke under peak current

基于磁-機械耦合計算，得到供電頻率f=267 Hz、磁通密度B=1.2 T時非晶合金定子鐵心一個供電周期內不同時刻(ωt=0°、ωt=90°、ωt=180°、ωt=270°)形變如圖7所示。由于磁致伸縮引起的定子鐵心形變量較小，為了使鐵心形變可視化，將鐵心的形變擴大了50 000倍。從圖中可看出，在一個供電周期內，磁通密度大時則鐵心形變量大，磁致伸縮引起的鐵心振動頻率為供電頻率的2倍，磁致伸縮引起鐵心發生不對稱形變，鐵心的形變與鐵心的振動模態和振型有關。

圖7 不同時刻定子鐵心形變Fig.7 Core deformation at different phase angles

圖8所示為供電頻率f=267 Hz、磁通密度B=1.2 T時非晶合金定子鐵心上M點振動加速度，振動加速度α為x、y、z三個方向分量的合成。定子鐵心的振動主要是由非晶合金帶材磁致伸縮引起。定子鐵心M點振動加速度有效值為3.29 m/s2，由此可見非晶合金磁致伸縮引起定子鐵心產生明顯振動。

圖8 定子鐵心M點振動加速度Fig.8 Vibration acceleration at the point M on the core

將非晶合金定子鐵心振動加速度作為邊界載荷進行聲場計算，得到非晶合金定子鐵心周圍聲壓級切面分布，如圖9所示(ωt=180°時刻)。從圖中可看出，以非晶合金定子鐵心為中心，鐵心周圍聲壓級隨中心距的增加逐漸減弱。

圖9 定子鐵心周圍聲壓級分布Fig.9 Sound pressure level distribution around the core

3 鐵心振動噪聲實驗

3.1 鐵心振動實驗方法

為了測試非晶合金卷繞定子鐵心由磁致伸縮引起的振動噪聲，本文提出定子鐵心振動噪聲測試方法。實驗中采用自制測試線圈，非晶合金卷繞定子鐵心繞上一勵磁線圈和一感應線圈。勵磁線圈連接交流電源，對勵磁線圈施加激勵，產生勵磁磁動勢。定子鐵心中產生交變磁場，在感應線圈中產生感應電動勢。感應線圈連接電壓表檢測線圈中的感應電動勢，通過感應電動勢可計算得到鐵心中的磁通密度。在定子鐵心軸向和圓周方向放置振動加速度計來檢測鐵心的振動。這樣測試得到的定子鐵心振動是由磁致伸縮引起。通過改變施加激勵的頻率和大小來改變環形鐵心中的磁場，測量不同頻率、不同磁通密度下定子鐵心的振動。非晶合金定子鐵心振動測試電路如圖10所示。本實驗中勵磁線圈匝數N1=80匝，感應線圈匝數N2=40匝。

圖10 非晶合金定子鐵心振動噪聲測試電路示意圖Fig.10 The illustration of vibration and noise measurement system

定子鐵心振動實驗采用丹麥B&K公司生產的振動噪聲測試裝置進行測試，測試裝置如圖11所示。實驗設備包括400 Hz中頻靜變電源、數字功率計WT230、示波器、振動加速度計、信號放大器、B&K2239聲級計、B&K3560-C數據采集系統、計算機等。

圖11 振動噪聲測試裝置Fig.11 Vibration and noise measurement devices

3.2 鐵心噪聲實驗方法

按照電機噪聲測試國家標準GB/T 10069.1—2006，非晶合金卷繞定子鐵心的噪聲測試在消音室中進行，如圖12所示。噪聲測試系統連接如圖13所示。利用B&K2239聲級計測試定子鐵心產生的噪聲，將測試到的噪聲信號通過B&K3560數據采集系統連接到計算機上。

圖12 噪聲測試Fig.12 Noise measurement circumstance

圖13 噪聲測試系統連接圖
Fig.13 Flow chart of noise measurement system

在實驗過程中，測試鐵心的勵磁線圈和感應線圈是人工纏繞在鐵心上的，勵磁線圈和鐵心之間存在一定的接觸區域，但對系統的阻尼影響較小；勵磁線圈的線徑較細、相對于鐵心質量較小，在此忽略其對系統質量的影響。在測試鐵心的振動和噪聲時，按照電機振動噪聲測試標準中的自由懸置或彈性安裝方式，將非晶合金定子鐵心安放在測試臺的橡膠墊上。

3.3 計算結果與實驗結果對比分析

本文作者制作了兩個非晶合金卷繞定子鐵心，定子鐵心參數如表1所示。定子鐵心采用非晶合金2605SA1型號(Fe80B11Si9)帶材制作，卷繞壓緊系數為0.86。

對非晶合金卷繞定子鐵心的振動進行測試時，在定子鐵心軸向和圓周方向分別選取3個測試點放置振動加速度計來檢測鐵心的振動，測試點分布如圖14所示。

圖14 振動加速度測試點Fig.14 Measuring points of vibration acceleration

實驗測試了供電頻率f=267 Hz時非晶合金卷繞定子鐵心的振動。圖15為定子鐵心測試點1在頻率f=267 Hz、磁通密度B=1.2 T時振動加速度時域波形，從圖中可看出，鐵心振動加速度是一個周期性的正負交替的時域信號。圖16為該定子鐵心在頻率f=267 Hz、磁通密度B=1.2 T時振動加速度頻域波形，從圖中可看出在供電頻率的整數倍頻率時，尤其是供電頻率的二倍頻及二倍頻的整數倍時定子鐵心振動加速度明顯變大。

圖15 鐵心振動加速度時域波形(f=267 Hz、B=1.2 T)Fig.15 Time domain waveform of vibration acceleration at f=267 Hz、B=1.2 T

圖16 鐵心振動加速度頻域波形(f=267 Hz、B=1.2 T)Fig.16 Frequency domain waveform of vibration acceleration at f=267 Hz、B=1.2 T

表3列出了非晶合金定子鐵心振動加速度的計算值和測試值。將計算值與測試值進行比較，得到振動加速度計算誤差基本在10%以內。

表3 振動加速度計算值和測試值Tab.3 Results of analysis and measurement of vibration acceleration

對非晶合金卷繞定子鐵心進行噪聲實驗，選取距離測試鐵心中心點0.4 m處3個點進行測試。表4列出了不同測試點的噪聲計算值和測試值。通過對計算值與測試值的比較，得到噪聲計算誤差小于5%，誤差范圍能夠滿足工程設計的要求。

表4 噪聲計算值和測試值Tab.4 Results of analysis and measurement of noise

4 定子鐵心振動噪聲影響規律研究

目前對于磁致伸縮效應引起的鐵心振動噪聲研究較少，相關理論成果還鮮有公開報道。祝麗花等[15]對考慮磁致伸縮效應硅鋼片變壓器振動噪聲進行了研究，得出鐵心振動量的大小與磁通密度平方呈正比。從磁致伸縮效應原理來看，磁致伸縮引起的鐵心振動取決于材料的磁致伸縮特性(即磁致伸縮率與磁通密度的關系)。一些學者認為電工鋼片的磁致伸縮率與磁通密度的平方呈正比[16-18]，即λ∝B2。 由磁致伸縮引起的鐵心噪聲還沒有成熟的計算公式。電機中電磁力引起的噪聲是基于振動速度和振動位移進行計算的，振動位移和頻率乘積與噪聲為對數關系[19]。

非晶合金帶材制作成鐵心，卷繞等加工環節會在鐵心內部產生應力。由于非晶合金材料的電磁性能對應力十分敏感，加工后的非晶合金鐵心性能(包括磁化特性、磁致伸縮特性和損耗特性)會產生較大差異，同時加工工藝會影響鐵心的力學性能(包括鐵心的彈性模量和泊松比等)，這都將對非晶合金定子鐵心的振動噪聲產生影響。本文對采用典型工藝(卷繞—退火—浸漆—線切割割槽)加工的非晶合金定子鐵心不同供電頻率下不同磁通密度時的振動噪聲進行測試，根據實驗測試數據擬合振動噪聲計算公式。

4.1 定子鐵心振動影響規律研究

對不同供電頻率下不同磁通密度時非晶合金卷繞定子鐵心的振動進行了測試。測試結果選取軸向和周向各3個測試點振動加速度有效值的平均值。圖17為定子鐵心在不同供電頻率時軸向測試點振動加速度隨磁通密度變化曲線，圖18為該定子鐵心在不同供電頻率時周向測試點振動加速度隨磁通密度變化曲線。從圖中可看出，在頻率一定時，隨著磁通密度的增加，鐵心振動加速度增加，當磁通密度大于1T時，振動加速度增加的幅度變大。對比圖17和圖18可看出，鐵心周向測試點振動加速度大于軸向測試點振動加速度。

圖17 鐵心在不同供電頻率時軸向測試點振動加速度隨磁通密度變化曲線Fig.17 Vibration acceleration along axial direction versus flux density under different frequencies

圖18 鐵心在不同供電頻率時周向測試點振動加速度隨磁通密度變化曲線Fig.18 Vibration acceleration along circumference direction versus flux density under different frequencies

擬合定子鐵心在不同供電頻率時軸向和周向測試點振動加速度隨磁通密度變化曲線，鐵心振動加速度與磁通密度平方呈正比，確定曲線擬合公式為

a∝kB2

(7)

式中，a為振動加速度，m/s2；k為曲線擬合系數。

表5列出了定子鐵心在不同供電頻率下軸向測試點振動加速度曲線擬合系數k1；表6列出了定子鐵心在不同供電頻率下周向測試點振動加速度曲線擬合系數k2。從表5和表6中可看出，隨著頻率的增大，軸向和周向測試點振動加速度曲線擬合系數k1、k2都將增大。即隨著頻率的增大，鐵心振動加速度隨磁通密度增大的幅度變大。

表5 軸向測試點振動加速度曲線擬合系數Tab.5 Coefficients of fitted vibration acceleration curve along axial direction with respect to induction

表6 周向測試點振動加速度曲線擬合系數Tab.6 Coefficients of fitted vibration acceleration curve along circumference with respect to induction

4.2 定子鐵心噪聲影響規律研究

實驗測試了非晶合金卷繞定子鐵心不同供電頻率下不同磁通密度時定子鐵心的噪聲。得到定子鐵心在不同供電頻率時噪聲隨磁通密度變化曲線如圖19所示，從圖中可看出，隨著磁通密度和頻率的增加，定子鐵心噪聲增加。當頻率f=267 Hz、磁通密度B=1.2 T時，定子鐵心噪聲聲壓級為55.2 dB(A)；當頻率f=545 Hz、磁通密度B=1.2 T時，鐵心的噪聲聲壓級高達78.5 dB(A)。

圖19 在不同供電頻率時鐵心噪聲隨磁通密度變化曲線Fig.19 Noise versus flux density under different frequencies

由磁致伸縮引起的鐵心噪聲主要取決于鐵心的磁通密度和頻率。本文對非晶合金定子鐵心噪聲隨磁通密度變化曲線進行擬合，確定曲線擬合公式為

Lp=20kplgB+Lpavf

(8)

式中，Lp為噪聲聲壓級，dB(A)；kp為曲線擬合系數；Lpavf為平均聲壓級，dB(A)。

表7列出了不同供電頻率時曲線擬合系數kp，對表7中曲線擬合系數取平均值，確定曲線擬合系數kp=1.19；平均聲壓級Lpavf與頻率有關，根據實驗測試得到不同頻率時非晶合金卷繞定子鐵心(疊壓系數為0.84)的平均聲壓級Lpavf如表8所示。

表7 不同供電頻率時曲線擬合系數Tab.7 Coefficients of fitted noise curves with respect to induction under different frequencies

表8 不同供電頻率時平均聲壓級LpavfTab.8 The average noise level under different frequencies

5 結論

本文建立了考慮磁致伸縮效應的定子鐵心磁-機械耦合數學模型。采用非晶合金定子鐵心模態實驗對卷繞結構鐵心彈性模量進行修正的方法研究非晶合金定子鐵心卷繞結構對振動的影響。計算了定子鐵心磁場分布、鐵心形變及振動加速度，并在此基礎上分析鐵心周圍聲場分布。完成不同供電頻率下不同磁通密度時非晶合金卷繞定子鐵心振動噪聲實驗。得出以下結論：

1)非晶合金定子鐵心噪聲數值計算結果誤差小于5%，誤差范圍能夠滿足工程設計的要求，驗證了計算方法的有效性。

2)擬合非晶合金卷繞定子鐵心在不同供電頻率時軸向和周向測試點振動加速度隨磁通密度變化曲線，定子鐵心振動加速度隨磁通密度平方呈正比，確定曲線擬合公式和不同頻率時系數k1、k2。

3)擬合非晶合金卷繞定子鐵心在不同供電頻率時噪聲隨磁通密度變化曲線，定子鐵心噪聲隨磁通密度呈對數函數規律變化，確定曲線擬合公式和系數kp、不同頻率時系數Lpavf。

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Research on Vibration and Noise of Amorphous Metal Wound Cores

WuShengnanTangRenyuanHanXueyanTongWenmingZhangZheChenJian

(National Engineering Research Center for Rare Earth Permanent Magnet Machine Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China)

A magneto-mechanical coupled model for AMWC is established in this paper.By adopting the method of modal experiments conducted on AMWC to amend its elastic modulus，the influence of the wound structure on the vibration of AMWC is studied.Using this proposed model，the magnetic induction，deformation，and vibration of AMWC are calculated by the 3-D finite element method.On the basis of the vibration calculation，the noise field around AMWC is analyzed.An experimental method for measuring the vibration and the noise of AMWC is proposed in this paper.Experimental results confirm the validity of the numerical calculation method.By using the proposed measuring method，the vibration and the noise of AMWCunder different power supply frequenciesand different flux densities are measured.Relationships ofthe flux density versus the vibration and the noise of AMWC caused by magnetostriction effect areobtained，i.e. the vibration accelerationof AMWC isin proportion to the square of the flux density，while the noiseof AMWC are the Logarithmfunctionof the flux density.The curve fittingformulas and related coefficients for the vibration and the noise of AMWC are obtained.

Amorphous metal，magnetostriction，woundcores，magneto-mechanical coupled，vibration and noise

國家科技支撐計劃項目(2013BAE08B00)，國家自然科學基金(51307111)和遼寧省教育廳科學技術研究(L2013049)資助項目。

2014-12-11 改稿日期2015-04-01

TM301

吳勝男 女，1985年生，博士研究生，研究方向為非晶合金永磁電機振動噪聲。(通信作者)

唐任遠 男，1931年生，教授，博士生導師，研究方向為永磁電機及其控制。