楊 萍， 代 穎，黃蘇融， 張 琪， 應紅亮， 徐延東

(1.上海大學機電工程與自動化學院，上海 200072;

2.上海電驅動有限公司，上海 200240)

0 引言

電動汽車驅動電機是電動汽車的關鍵技術之一。永磁同步電機是車用電機的主要類型之一，有著極好的應用前景。車用電機的振動噪聲對電動汽車驅動系統(tǒng)的可靠性、安全性和駕駛者舒適性影響較大。與普通的工業(yè)用電機相比，車用電機的大轉矩、寬調速和輕量化的要求，使得電機的電磁、機械設計趨于極限，導致電磁力波的諧波含量多、幅值高，電機結構剛度難以提高，從而容易引起較大的電磁噪聲［1-3］。

目前采用有限元法仿真永磁電機電磁噪聲的文獻還不多見，多數文獻是從電機結構特性或電磁力兩方面研究電機固有頻率和電磁振動［4-5］，深入到電磁噪聲聲場仿真的文獻還很少。本文基于有限元法研究車用永磁電機的動力學特性和電磁力特性，對電機的電磁噪聲聲場進行仿真，分析電機空載和負載工況下關鍵工作點的電磁噪聲特性。樣機的技術指標如表1所示。

表1 樣機技術指標

本文以JMAG有限元仿真軟件為平臺，仿真電機關鍵工作點的二維瞬態(tài)磁場分布、電機結構固有頻率及電磁噪聲，具體仿真流程如圖1所示。首先，進行電磁分析，獲得各工作點的氣隙磁密時空特性，通過傅里葉變換進行氣隙磁密的時間和空間的諧波分析，提取定子齒尖節(jié)點的徑向電磁力數據，進行時間諧波分析，獲得不同頻率下電磁力幅值;然后，進行結構分析，建立永磁電機的三維結構模型，仿真電機結構的固有頻率;最后，建立頻域分析，加載仿真獲得的電磁力數據，進行三維聲場仿真，得出關鍵工作點的電磁噪聲聲場分布云圖。

圖1 永磁電機振動噪聲有限元仿真流程圖

1 車用永磁同步電機電磁力有限元分析

對于中小型電機而言，定子鐵心內表面的各次徑向電磁力波是產生電磁噪聲的主要來源。定子鐵心變形量與電機徑向電磁力波次數成反比，與力波幅值成正比，因此幅值較大的低次徑向電磁力波是引起電磁振動噪聲的主要根源［6-7］。

車用永磁電機峰值轉矩最高轉速工作點的工作電流大，電磁力幅值大;恒功率最高轉速工作點弱磁控制造成氣隙磁密畸變，電磁力波諧波分量大。這兩個工作點是容易產生較大電磁噪聲的關鍵工作點。本文對車用永磁電機這兩個關鍵工作點的電磁噪聲特性采用有限元法仿真分析。在JMAG有限元軟件仿真平臺上，建立車用永磁電機的2D有限元仿真模型，仿真空載和滿載工況下峰值轉矩最高轉速工作點4 000 r/min和恒功率最高轉速工作點11 500 r/min的電磁力特性，提取定子齒的節(jié)點電磁力數據，通過時間諧波分析得到不同頻率下的電磁力幅值。仿真結果如圖2所示。

由圖2(a)可知，電磁力直接作用在定子齒部，提取定子齒部徑向電磁力數據進行分析。在JMAG軟件中利用探針提取定子齒尖受力最大節(jié)點的徑向電磁力進行時間諧波分析，傅里葉分解結果如圖2(b)所示。其中，0 Hz對應的是電磁力直流分量，對振動噪聲沒有影響;基波磁場產生的2倍基波頻率的電磁力幅值較大，是引起電磁噪聲的主要原因。

由圖2可看出，與峰值轉矩最高轉速4 000 r/min工作點相比，恒功率最高轉速11 500 r/min工作點的高頻電磁力幅值較大，這是由于高速弱磁造成氣隙磁場畸變，諧波含量增多，如4、6、8倍基頻這些諧波產生的電磁激振力頻率低、幅值大、數量多，易產生與電機固有頻率接近的振動，且力波頻率在人耳敏感范圍內(2 000～5 000 Hz)，對噪聲有較大影響。

圖2 定子齒磁密、電磁力分布和徑向力幅值頻譜

2 車用永磁同步電機固有頻率模態(tài)分析

模態(tài)分析是對系統(tǒng)動力學特性參數進行參數辨識和估計的技術，是結構運動學的分析基礎［8］。本節(jié)對電機結構進行模態(tài)分析，為研究電機振動/噪聲提供力學分析依據。

2.1 車用永磁同步電機有限元法模態(tài)分析

本節(jié)采用有限元法對電機結構部件(定子鐵心、定子鐵心加繞組)及整機結構(定轉子鐵心、繞組、機殼、端蓋、轉軸和軸承)進行模態(tài)分析。首先對電機結構進行合理的簡化，假設各結構部件之間緊密配合，定子繞組等效為體積相同的空心圓柱體，繞組密度和彈性模量按照槽滿率，絕緣材料和氣隙比例進行等效。電機結構部件模態(tài)固有頻率仿真的材料力學參數如表 2 所示［2，9-10］。

表2 模態(tài)有限元仿真的材料力學參數

有限元模型的網格剖分圖和定子鐵心的2、3、4階模態(tài)振型如圖3所示。電機結構部件及整機結構的模態(tài)頻率有限元仿真結果表3所示。

表3 電機整機及結構部件有限元仿真結果

圖3 電機結構部件及整機模態(tài)振型有限元仿真結果

由仿真結果分析可知，定子鐵心疊片鋼材料的各項異性與各向同性相比在低階徑向振動的固有頻率上幾乎沒有差別，只是在切向和軸向組合模態(tài)數量增多，對樣機振動噪聲的影響很小。由表3可知2階模態(tài)的固有頻率低，對電機的振動噪聲影響最大。

2.2 車用永磁同步電機錘擊法模態(tài)試驗分析

為了驗證有限元分析的有效性，本文采用數據采集分析儀MI-7008和N-Modal V5.0模態(tài)分析后處理軟件對樣機進行了錘擊法模態(tài)試驗。為了盡可能與有限元設置的邊界約束條件一致，達到自由模態(tài)的效果，把電機用彈性較好的繩子懸掛。試驗測得定子鐵心2、3、4階振型，如圖4所示。試驗測得定子鐵心及整機各階模態(tài)固有頻率與有限元仿真結果對比如表4所示。

圖4 定子鐵心2、3、4階模態(tài)試驗振型圖

表4 定子鐵心及整機模態(tài)試驗數據和有限元仿真結果對比

由于試驗中力錘錘頭材料的限制使得高于5 000 Hz的頻率響應精度低，因此未能測得整機的4階模態(tài)頻率。試驗結果表明定子鐵心錘擊法模態(tài)分析結果與有限元仿真結果基本一致，驗證了有限元分析方法的可信性。電機整機2階固有模態(tài)頻率試驗數據結果是2 198 Hz，與有限元結果有一定的誤差，這是由于有限元模態(tài)分析理論不考慮非線性因素，而整機有限元分析中繞組和接觸摩擦部分進行了簡化，結構阻尼增大，非線性因素增加引起的。

3 車用永磁同步電機電磁噪聲聲場有限元分析

本節(jié)以JMAG有限元仿真軟件為平臺，仿真車用永磁電機關鍵工作點的電磁噪聲聲場分布情況。通過模態(tài)試驗的方法測得電機不同頻率下的阻尼參數作為電機三維聲場有限元仿真的阻尼參數，使有限元仿真結果更逼近真實。

樣機屬于小型電機，幾何直徑與軸長接近，選擇半徑為1 m球形聲場模型分析電機的電磁噪聲特性，仿真電機不同轉速下的電磁噪聲。圖5為樣機關鍵工作點電磁噪聲有限元仿真結果，4 000 r/min峰值轉矩工作點在2倍基頻(頻率534 Hz)的電磁力作用下產生的電磁噪聲聲場分布云圖如圖5(a)所示;11 500 r/min恒功率最高轉速工作點在2倍基頻(頻率1 543 Hz)的電磁力作用下產生的電磁噪聲聲場分布云圖如圖5(b)所示。

從圖5仿真結果可知，電機機身附近的聲功率較大，電機端蓋兩端聲功率較小，這是由于徑向電磁激振力直接作用在電機定子鐵心內表面，機身附近輻射的是電磁噪聲，而電機端蓋兩端對外輻射的主要是軸承的機械噪聲。

空載和滿載工況下峰值轉矩最高轉速工作點4 000 r/min及恒功率最高轉速工作點11 500 r/min不同頻率電磁激振力引起的噪聲聲壓級的仿真結果如表5所示。

圖5 電機關鍵工作點電磁噪聲有限元仿真結果

表5 樣機噪聲特性有限元仿真數據

式中:Li——各個噪聲的聲級值;

n——噪聲的個數。

通過查功率比與分貝數換算表［11］，計算得出4 000 r/min峰值轉矩工作點滿載時電磁噪聲值為79 dB，空載時電磁噪聲值為78 dB;滿載恒功率最高轉速11 500 r/min工作點電磁噪聲值為81 dB，空載時電磁噪聲值為79 dB。為了驗證采用有限元法預估電機電磁噪聲的方法的有效性，對樣機進行了噪聲試驗測試。

試驗是在電機處于空載運行狀態(tài)、平均背景噪聲66.2 dB環(huán)境下進行的。以電機在臺架上的垂直投影中心為球心，測點在空間半徑為1 m的半球表面上，電機的前、后、左、右及正上方各設置一個測點，然后用聲級計測出各測點的A計權聲

聲級求和計算公式為功率級，求得平均值為87 dB。

試驗結果數據約高于有限元法結果數據10%，這主要是由于有限元仿真過程中對電機結構進行了等效和假設，與實際存在一定的誤差;其次，有限元仿真過程是理想的空載狀態(tài)，負載為0，而實際試驗中要克服摩擦轉矩;此外，有限元仿真結果僅是電磁噪聲，并沒有把電機產生的軸承、基座等機械噪聲計算在內，而試驗測得的噪聲是電機的所有可能的噪聲。因此，從電磁噪聲方面來說，有限元法預測的值與實際電機電磁噪聲的值基本一致。故本文提出的基于有限元法的電機電磁振動噪聲的評估方法有效可行。

4 結語

本文基于有限元法和模態(tài)試驗技術進行車用永磁同步電機的振動噪聲研究，以一臺樣機為例進行分析驗證，得出結論如下:

(1)提出了一種預估電機振動噪聲特性的方法。樣機仿真數據和試驗結果驗證了本文提出的方法的可行性。

(2)有限元仿真表明電機結構阻尼對電機噪聲影響較大，電機設計中增加電機結構阻尼可減小電機振動噪聲。

(3)為抑制電機的電磁噪聲，在電機設計時應盡量使電機各次電磁力波的頻率遠離電機結構模態(tài)固有頻率，避免在電機工作轉速區(qū)間內產生電磁共振。

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