駱開軍，周 旺，林曦鵬，張 華，湯宏濤，陳海生,2

(1.畢節(jié)高新技術(shù)產(chǎn)業(yè)開發(fā)區(qū)國家能源大規(guī)模物理儲能技術(shù)研發(fā)中心，畢節(jié) 551700；2.中國科學院工程熱物理研究所，北京 100190)

0 引 言

電動車用驅(qū)動電機與其他工業(yè)用電機的應(yīng)用環(huán)境不同，車用電機安裝在運動的車體上，因道路路面山地起伏，電動車行使過程中經(jīng)常產(chǎn)生顛簸，車用電機易受外界環(huán)境影響，電動車在運行中需確保其電機能抵抗外界影響，可靠性高。效率高、功率因數(shù)高、起動轉(zhuǎn)矩大、運行可靠、損耗小等是永磁同步電機所具有的優(yōu)點，因此永磁同步電機成為電動車動力源的首要選擇。而電機振動噪聲是影響電動車行駛舒適性的主要原因，因此電機振動噪聲是亟待解決主要問題[1-3]。永磁同步電機噪聲的主要來源是電磁噪聲，其中徑向電磁力波是導致電磁噪聲產(chǎn)生的主要原因。

近年來，國內(nèi)外研究學者對電機振動噪聲產(chǎn)生機理進行了深入研究。浙江大學學者陳陽生與楊浩東對永磁直流電機進行了分析，得出徑向力是由轉(zhuǎn)子上的永磁體產(chǎn)生[4-5]。韓國學者Ko H S分析電磁振動源：齒槽轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)矩脈動和徑向力波，得到結(jié)果，對振動產(chǎn)生影響最大的是徑向力波[6]。于慎波教授等對永磁同步電機產(chǎn)生噪聲的主要力波進行研究，改變永磁體結(jié)構(gòu)以降低徑向磁通密度功率譜值，目的是為了降低電機振動噪聲[7]。Islam R, Husain I學者研究表明，電機振動噪聲的根源是徑向力而非轉(zhuǎn)矩脈動[8]。

本文以8極36槽永磁同步電機作為研究對象，研究永磁同步電機的電磁振動噪聲，利用有限元軟件研究電機在額定轉(zhuǎn)速下的電磁場特性與電機在徑向電磁力作用下的振動噪聲。通過實驗數(shù)據(jù)與有限元仿真結(jié)果比較，驗證數(shù)值模型的準確性，并為降低永磁同步電機噪聲奠定基礎(chǔ)。

1 電機徑向磁通密度理論

1.1 徑向電磁力解析法分析

根據(jù)Maxwell定律可知，徑向電磁力可表示[9-11]：

(1)

式中：Fn(t,θ)表示徑向電磁力密度，單位：N/m2；b(t,θ)表示氣隙磁通密度，單位：T；μ0表示真空磁導率，μ0=4π×10-7H/m；θ表示電角度，單位：rad；t表示時間，單位：s。

1.2 有限元計算徑向磁通密度

利用有限元軟件建立分析永磁同步電機電磁場的二維有限元仿真模型，如圖1所示，電機主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。采用時步有限元法對電動車用永磁同步電機進行負載特性仿真分析，計算出電機負載工況的徑向磁通密度隨轉(zhuǎn)子位置變化趨勢圖，如圖2所示，圖3是徑向磁通密度隨時間變化趨勢圖。

圖1 電機有限仿真模型

表1 電機結(jié)構(gòu)極數(shù)參數(shù)

圖2 徑向磁通密度隨轉(zhuǎn)子位置變化趨勢圖

圖3 徑向磁通密度隨時間變化趨勢圖

根據(jù)圖2與圖3可以看出，電機氣隙磁密波形呈周期變化。在圖2中，因受定子開槽的影響，氣隙磁密在電機定子齒位置波動較大。

對計算得到的氣隙磁密隨時間變化的曲線進行傅里葉分析，可得到磁場諧波次數(shù)與諧波磁場幅值，如表2所示。

表2 磁通密度諧波次數(shù)及幅值

2 實驗測試分析

為了證明本文數(shù)值模型的準確性，對電機在額定負載、額定工頻條件下電機聲壓級頻譜與振動加速度頻譜進行研究。電機振動噪聲實驗測試具體布置過程：測試點與電機轉(zhuǎn)軸的中心線在同一水平面，在電機的左側(cè)距離電機1.0 m處設(shè)置噪聲測試點，在電機定子殼頂端幾何中心設(shè)置加速度傳感器測試電機的振動位移?，F(xiàn)場測試如圖4所示，測試結(jié)果如圖5與圖6所示。

圖4 實驗測試樣機圖

圖5 額定轉(zhuǎn)速工況下聲壓級頻譜圖

圖6 額定轉(zhuǎn)速工況下振動加速度頻譜

3 電機振動噪聲有限元分析及電機實驗值對比

對電機進行聲場有限元模型建立時，為了與電機實驗測試振動噪聲實際情況相吻合，在利用有限元軟件建立電機有限元模型時，計算電機噪聲輻射聲場的圓心是電機底面的幾何中心，建立半徑為1.0 m的半球體，把輻射聲場離散成有限元網(wǎng)格，網(wǎng)格類型定義為四面體單元，材料屬性定義為空氣。為了精確計算電機振動噪聲，以電機底部幾何圓心為0.5 m建立半球體，將半徑為1.0 m的半球體分為兩個部分，將電機本體外半徑為0.5 m半球體網(wǎng)格細化，電機噪聲測試點分布示意圖如圖7所示，噪聲有限元分析模型如圖8所示。

圖7 電機噪聲測試測點分布示意圖

圖8 噪聲有限元分析網(wǎng)格模型

將計算出的徑向磁通密度代入式(1)，可得電機徑向電磁力密度，根據(jù)電機定子內(nèi)表面每個單元的大小計算出單元面積，利用電機徑向電磁力密度與單元面積的乘積得出徑向電磁力，將徑向電磁力分別施加在定子齒表面的每個單元上，作為計算電機振動噪聲的激振力，如圖9所示。

圖9 電機徑向電磁力加載

圖10為電機左側(cè)聲壓變化趨勢圖，圖11為電機定子殼頂端的一點的振動位移變化圖。

圖10 電機左側(cè)聲壓變化趨勢圖

圖11 電機定子殼頂端的一點的振動位移變化圖

利用仿真分析出的聲壓值計算電機噪聲，其公式：

(2)

式中：ps為測試點聲壓值；p0為參考聲功率值，p0=2×10-5Pa。

根據(jù)式(2)計算出電機的噪聲值，如表3所示。

表3 電機噪聲值對比

表3中仿真計算出的噪聲值比實驗值偏小，主要是由于仿真分析時只考慮了電磁噪聲，未將機械噪聲、空氣噪聲以及背景噪聲考慮進去，因此導致仿真噪聲與實驗所測噪聲存在誤差，但是誤差小于5%。

將電磁場分析出的徑向磁通密度進行頻譜分析，其分析結(jié)果如圖12所示。

圖12 額定轉(zhuǎn)速下徑向磁通密度頻譜分析圖

根據(jù)圖5、圖6及圖12的數(shù)據(jù)比較，分析出徑向電磁力是電機振動噪聲產(chǎn)生的主要原因，如表4所示，表中“-”表示對應(yīng)振動噪聲頻率中沒有該頻率。

表4 徑向磁通密度頻率與實測振動及噪聲頻率

表4中聲壓級的64 Hz的峰值是2倍旋轉(zhuǎn)頻率fr引起的，然而測試電機噪聲聲壓級設(shè)備的分辨率是32 Hz，導致有限元分析的計算值與實驗測試值存在誤差。

表4中可知，實測電機噪聲頻率224.0 Hz與928.0 Hz和電機徑向電磁力頻率226.6 Hz與935.0 Hz相近,引起電機共振，產(chǎn)生噪聲。

從表4中實測電機振動頻率3 568 Hz與6 000 Hz和徑向電磁力頻率3 570 Hz與6 063.6 Hz相近，引起電機產(chǎn)生共振，導致振動位移增大。

4 結(jié) 語

本文以8極36槽電動車用永磁同步電機為研究對象，利用電磁場軟件計算出的徑向電磁力并加載在電機定子內(nèi)表面，計算出電機的振動噪聲，實驗測試電機振動噪聲，與有限元仿真計算比較，仿真計算結(jié)果與實驗測試結(jié)果基本吻合，驗證了理論計算模型的準確性；同時，測試測得電機在額定轉(zhuǎn)速工況下聲壓頻譜圖、加速度頻譜圖及徑向磁通密度頻譜圖，比較3張頻譜圖，驗證了電機徑向電磁力是電機振動噪聲產(chǎn)生的主要來源。