蘇 輝， 張立軍， 孟德建， 徐 杰

(同濟(jì)大學(xué) 汽車學(xué)院，上海 201804)

隨著新能源汽車市場(chǎng)的蓬勃發(fā)展，電機(jī)裝機(jī)量不斷攀升，永磁同步電機(jī)作為當(dāng)前汽車市場(chǎng)主流電機(jī)，具有較低的齒槽轉(zhuǎn)矩、較好的弱磁能力和容錯(cuò)性，已經(jīng)廣泛地用于純電動(dòng)和混合動(dòng)力主驅(qū)電機(jī)。電機(jī)振動(dòng)噪聲作為衡量電機(jī)設(shè)計(jì)制造水平的一項(xiàng)重要指標(biāo)，其品質(zhì)直接影響汽車乘坐舒適性。電機(jī)噪聲包括電磁噪聲、機(jī)械噪聲和氣動(dòng)噪聲3個(gè)方面，因電機(jī)運(yùn)行轉(zhuǎn)速范圍寬、電磁階次高等因素導(dǎo)致電磁噪聲覆蓋頻率很廣，而明顯區(qū)別于機(jī)械噪聲和氣動(dòng)噪聲，更易使乘員感到煩躁不安，從而引起乘客對(duì)于整車聲品質(zhì)的抱怨越來(lái)越多。因此，永磁同步電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)建模方法和機(jī)理研究顯得尤為重要。

目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)永磁同步電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲的研究已有很多。其中，對(duì)于由硅鋼片疊壓形成的定子鐵芯和繞組等效建模方法研究[1-3]，左曙光等、Lin等認(rèn)為電機(jī)定子系統(tǒng)的準(zhǔn)確建模是研究電磁振動(dòng)和噪聲的關(guān)鍵，仿真分析了各向異性材料參數(shù)靈敏度，并通過(guò)定子鐵芯和總成的模態(tài)試驗(yàn)進(jìn)行了參數(shù)識(shí)別，結(jié)果表明模態(tài)頻率計(jì)算值和實(shí)測(cè)值的誤差可控制在4%以內(nèi)。Mehrgou等研究了溫度對(duì)于定子和繞組模態(tài)頻率和阻尼比的影響，結(jié)果表明不同溫度時(shí)阻尼比可相差6倍以上，模態(tài)頻率值可相差幾百赫茲。

在考慮電磁力激勵(lì)研究方面，大部分研究集中于理想正弦電流輸入情況下的徑向力激勵(lì)，部分文獻(xiàn)開(kāi)始考慮電磁力切向力、徑向力以及電流諧波對(duì)于振動(dòng)噪聲的影響，王宇等[4]對(duì)于電磁噪聲仿真主要關(guān)注徑向力和忽略電磁力分量而影響仿真精度問(wèn)題，分析了分別單獨(dú)加載徑向電磁力和綜合加載徑向、切向及軸向三向電磁力情況，結(jié)果表明切向電磁力對(duì)電磁噪聲有一定程度的影響，且加載徑向、切向及軸向電磁力的電機(jī)定子模型更加真實(shí)可靠。張立軍等[5]綜合考慮電機(jī)徑向電磁力和切向電磁力對(duì)電磁振動(dòng)的影響，開(kāi)展永磁同步電機(jī)瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)仿真，研究結(jié)果表明，時(shí)域上切向電磁力使得電機(jī)定子齒部切向變形明顯大于徑向；在頻域上，與切向電磁力密切相關(guān)的2階轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)頻率對(duì)電磁振動(dòng)的影響也是不可忽略的。李曉華等[6]引入了一種分析寬調(diào)速范圍下逆變器諧波對(duì)電動(dòng)汽車內(nèi)置式永磁同步電機(jī)振動(dòng)噪聲影響的計(jì)算方法，推導(dǎo)了逆變器電流諧波供電時(shí)電機(jī)的電磁力波特征參數(shù)，分析了一臺(tái)電動(dòng)汽車IPMSM的恒轉(zhuǎn)矩調(diào)速和弱磁調(diào)速時(shí)的振動(dòng)噪聲頻譜特性，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了聯(lián)合仿真模型的正確性。

在電機(jī)電磁噪聲仿真預(yù)測(cè)方法方面，部分研究注重于解析或者準(zhǔn)解析方法，日益成熟的有限元和邊界元等方法也開(kāi)始廣泛地應(yīng)用于電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲的預(yù)測(cè)。韓雪巖等[7]提出一種永磁輔助同步磁阻電機(jī)振動(dòng)噪聲準(zhǔn)解析方法，可分析電機(jī)不同轉(zhuǎn)子拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對(duì)振動(dòng)噪聲的影響。賀巖松等[8]針對(duì)某型車用爪極發(fā)電機(jī)存在的電磁噪聲問(wèn)題，建立了發(fā)電機(jī)的電磁學(xué)有限元模型、動(dòng)力學(xué)有限元模型和聲學(xué)邊界元模型，進(jìn)行多物理場(chǎng)耦合的數(shù)值仿真，對(duì)比仿真與試驗(yàn)分別得到的測(cè)試半球面上的平均聲壓級(jí)，發(fā)現(xiàn)兩者吻合較好，說(shuō)明該數(shù)值仿真方法具有較高的精度。Dupont等[9]介紹了利用多物理場(chǎng)耦合的方法計(jì)算電機(jī)電磁力和電磁噪聲，首先利用電磁軟件計(jì)算電磁力，之后將電磁力映射到相應(yīng)的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格計(jì)算振動(dòng)響應(yīng)，最后利用聲學(xué)求解器計(jì)算電機(jī)輻射噪聲，最后利用試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了該方法的有效性，目前該方法已經(jīng)廣泛地應(yīng)用于電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲計(jì)算研究。

在電機(jī)振動(dòng)噪聲抑制措施方面，主要包括改變斜極方式、隔磁橋結(jié)構(gòu)、結(jié)構(gòu)裝配方式和電流補(bǔ)償?shù)?。徐珂等[10]為了削弱由齒諧波引起的電磁力諧波從而有效抑制電機(jī)的電磁噪聲，推導(dǎo)轉(zhuǎn)子分段斜極的徑向電磁力波的解析式，分析分段斜極對(duì)永磁同步電機(jī)電磁噪聲的抑制機(jī)理，討論不同斜極分段數(shù)與削弱的齒諧波階次之間的關(guān)系。王曉遠(yuǎn)等[11]對(duì)于一臺(tái)30 kW電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)用V型轉(zhuǎn)子永磁電機(jī)，并提出一種采用新型隔磁橋的優(yōu)化方案，對(duì)2種方案在多個(gè)特性下進(jìn)行了數(shù)值分析及計(jì)算，并通過(guò)樣機(jī)試驗(yàn)，驗(yàn)證了計(jì)算手段的合理性和有效性。Park等[12]利用試驗(yàn)方法分析比對(duì)水套和殼體之間摩擦阻尼系數(shù)對(duì)于電機(jī)輻射噪聲的影響，結(jié)果表明改變水套和殼體之間摩擦因數(shù)可以有效改善電機(jī)噪聲問(wèn)題。楊浩東等[13]針對(duì)分?jǐn)?shù)槽永磁同步電機(jī)，提出了一種在定子繞組中注入一定的補(bǔ)償電流，來(lái)抵消模數(shù)最低的徑向力諧波，從而抑制分?jǐn)?shù)槽電機(jī)的電磁振動(dòng)。謝穎等[14]基于定子齒所受徑向電磁力的分布規(guī)律，提出一種定子齒頂偏移的結(jié)構(gòu)來(lái)削弱定子齒受到的較大的徑向電磁力，該措施不僅削弱了幅值較大的徑向電磁力，又減小了轉(zhuǎn)矩波動(dòng)。

本文綜合國(guó)內(nèi)外研究成果和不足，首先，建立考慮材料各向異性特性的定子鐵芯和定子系統(tǒng)模型，分析各向異性材料參數(shù)靈敏度，并利用激振器模態(tài)敲擊試驗(yàn)驗(yàn)證仿真模型；其次，針對(duì)永磁同步電機(jī)和驅(qū)動(dòng)橋二合一系統(tǒng)，建立電磁-結(jié)構(gòu)-聲學(xué)多物理場(chǎng)耦合模型，基于考慮徑向力和切向力的三維分布式電磁力激勵(lì)，仿真分析了全負(fù)荷加速工況下電機(jī)輻射噪聲，并分析電機(jī)電磁噪聲特征；最后，利用消聲室臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了永磁同步電機(jī)電磁-結(jié)構(gòu)-聲學(xué)多物理場(chǎng)耦合模型的準(zhǔn)確性，重點(diǎn)闡明2 000 r/min附近48階噪聲峰值點(diǎn)產(chǎn)生機(jī)理，研究成果可進(jìn)一步用于車用永磁同步電機(jī)設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)和電磁振動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理研究。

1 定子鐵芯和定子系統(tǒng)各向異性等效建模

本文以一款8極48槽車用永磁同步電機(jī)為研究對(duì)象，采用發(fā)卡式扁線繞組型式，其基本參數(shù)如表1所示。

表1 8極48槽永磁同步電機(jī)參數(shù)列表Tab.1 Parameters list of 8 poles and 48 slots permanent synchronous electrical motor

1.1 定子鐵芯和定子系統(tǒng)模態(tài)試驗(yàn)

定子系統(tǒng)主要由定子鐵芯和繞組兩部分組成：定子鐵芯由多層硅鋼片沿軸向?qū)盈B而成，繞組采用發(fā)卡式扁線繞組型式。定子鐵芯軸向?qū)盈B結(jié)構(gòu)導(dǎo)致其沿著不同方向力學(xué)性能表現(xiàn)不同，材料參數(shù)表現(xiàn)出明顯的正交各向異性，其準(zhǔn)確建模直接影響電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲仿真精度。為了研究定子鐵芯和定子系統(tǒng)各向異性材料參數(shù)，利用激振器分別進(jìn)行定子鐵芯和定子系統(tǒng)模態(tài)試驗(yàn)，如圖1所示。試驗(yàn)中采用激振器對(duì)定子鐵芯和定子系統(tǒng)施加激振信號(hào)，利用振動(dòng)傳感器獲取測(cè)點(diǎn)位置的振動(dòng)信號(hào)，振動(dòng)傳感器測(cè)點(diǎn)沿定子外表面周向均勻布置16個(gè)、沿定子外表面軸向布置5圈，試驗(yàn)采用分批測(cè)量，每次測(cè)量激振點(diǎn)到8個(gè)振動(dòng)加速度傳感器測(cè)點(diǎn)的頻響函數(shù)。

圖1 定子鐵芯和定子系統(tǒng)模態(tài)試驗(yàn)Fig.1 Stator core and stator system modal test

定子鐵芯和定子系統(tǒng)模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果，如表2所示的。表2中：m為軸向模態(tài)階數(shù)(m=0時(shí)定子沿軸向振動(dòng)同相位，m=1時(shí)軸向兩端振動(dòng)反相位)；n為徑向模態(tài)階數(shù)。

表2 定子鐵芯和定子系統(tǒng)模態(tài)測(cè)試結(jié)果Tab.2 Modal test results of stator core and stator system

1.2 定子鐵芯和定子系統(tǒng)各向異性特性研究

在有限元建模時(shí)，無(wú)法按照實(shí)際的形狀結(jié)構(gòu)對(duì)定子鐵芯層疊結(jié)構(gòu)和繞線型式進(jìn)行建模，而采用以下等效方式：

(1) 對(duì)于定子鐵芯，根據(jù)實(shí)際考慮疊壓系數(shù)的模型尺寸建立實(shí)體模型，如圖2(a)所示。鐵芯材料按照質(zhì)量等效的原則設(shè)置密度，并賦予鐵芯材料各向不同的彈性模量和剪切模量。

(2) 對(duì)于定子系統(tǒng)，發(fā)卡式扁線繞組嵌在定子齒槽內(nèi)，等效時(shí)將定子鐵芯分為定子軛部和定子齒部?jī)刹糠?如圖2(b)所示)，定子軛部材料參數(shù)與等效方式(1)中定子鐵芯材料參數(shù)保持一致;按照質(zhì)量等效的原則將繞組質(zhì)量增加至定子齒部，并調(diào)整定子齒部材料彈性模量和剪切模量參數(shù)。

圖2 定子鐵芯和定子系統(tǒng)等效模型Fig.2 Equivalent finite element model of stator core and stator system

對(duì)于如圖2(a)所示定子鐵芯結(jié)構(gòu)，各向異性材料共需要3個(gè)正交對(duì)稱面的9個(gè)工程常數(shù)來(lái)定義，在XOY平面內(nèi)表現(xiàn)為各向同性材料，材料參數(shù)與單層硅鋼片參數(shù)相同；在XOZ和YOZ平面表現(xiàn)為各向異性材料，在兩個(gè)平面內(nèi)對(duì)應(yīng)方向材料異性參數(shù)相同；忽略層疊結(jié)構(gòu)對(duì)于材料泊松比的影響。因此，定子鐵芯的9個(gè)工程常數(shù)關(guān)系如下:

(1) 泊松比，νXY=νXY=νXY=0.29；

(2) 楊氏模量EX=EY，EZ；

(3) 剪切模量，GXY，GXZ=GYZ。

通過(guò)以上關(guān)系可知，9個(gè)工程材料參數(shù)中只有EX(EY)，EZ，GXY和GXZ(GYZ)4個(gè)變量，為了準(zhǔn)確定義仿真模型中各向異性材料參數(shù)以便于與模態(tài)測(cè)試結(jié)果對(duì)比，應(yīng)首先開(kāi)展EX(EY)，EZ，GXY和GXZ(GYZ)4個(gè)變量靈敏度分析，得到的結(jié)果分別如圖3和圖4所示(E0=200 GPa，G0=80 GPa)。

由圖3可知，對(duì)于軸向模態(tài)階數(shù)m=0，鐵芯徑向模態(tài)頻率n(n=2, 3, 4, 5, 6)對(duì)于EX(EY)和GXY兩個(gè)變量較敏感，尤其是對(duì)于高階次n對(duì)于EX(EY)和GXY更敏感，對(duì)于EZ和GXZ(GYZ)不敏感；由圖4可知，對(duì)于軸向模態(tài)階數(shù)m=1，鐵芯徑向模態(tài)頻率n(n=2, 3, 4, 5, 6)對(duì)于EX(EY)，GXY和GXZ(GYZ)3個(gè)變量均較敏感，尤其是對(duì)于高階次n對(duì)于EX(EY)和GXY更敏感，對(duì)于EZ不敏感。

圖3 各項(xiàng)異性材料對(duì)于鐵芯m=0模態(tài)頻率影響Fig.3 Anisotropic material property influence on stator core modal frequency of m=0

圖4 各項(xiàng)異性材料對(duì)于鐵芯m=1模態(tài)頻率影響Fig.4 Anisotropic material property influence on stator core modal frequency of m=1

對(duì)于定子系統(tǒng)，圖2(b)中定子軛部和定子齒部各向異性材料參數(shù)靈敏度分析方法與定子鐵芯分析方法相同，各向異性材料參數(shù)對(duì)于定子系統(tǒng)模態(tài)頻率影響規(guī)律與對(duì)于定子鐵芯影響一致，這里不再贅述。

1.3 定子鐵芯和定子系統(tǒng)模態(tài)仿真和實(shí)測(cè)對(duì)比

基于1.2節(jié)分析結(jié)果，將EX(EY)，GXY和GXZ(GYZ)3個(gè)變量作為調(diào)整參數(shù)，將實(shí)測(cè)模態(tài)結(jié)果作為優(yōu)化目標(biāo)，得到的定子鐵芯和定子系統(tǒng)等效各向異性材料參數(shù)如表3所示。相應(yīng)的仿真和實(shí)測(cè)模態(tài)頻率對(duì)比結(jié)果如表4所示?？紤]定子鐵芯和定子系統(tǒng)各向異性材料參數(shù)時(shí)，鐵芯模態(tài)頻率仿真和實(shí)測(cè)的誤差在2%以內(nèi)，定子系統(tǒng)模態(tài)頻率仿真和實(shí)測(cè)誤差在1%以內(nèi)，滿足工程允許的誤差范圍內(nèi)。

表3 定子鐵芯和定子系統(tǒng)各向異性材料參數(shù)列表Tab.3 Anisotropic material property parameters list of stator core and stator system

表4 定子鐵芯和定子系統(tǒng)仿真和試驗(yàn)?zāi)B(tài)對(duì)比Tab.4 Simulation and test modal results of stator core and stator system

2 電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲仿真分析

2.1 電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲仿真流程

電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲多物理場(chǎng)建模仿真流程如圖5所示，關(guān)鍵流程如下：

步驟1建立8極48槽永磁同步電機(jī)電磁有限元模型，忽略逆變器脈寬調(diào)制的影響，考慮各個(gè)工況下逆變器輸出電流基波，計(jì)算定子齒面和齒槽表面電磁力結(jié)果，包括徑向力和切向力；進(jìn)一步地，基于定子和轉(zhuǎn)子間氣隙力密度雙重傅里葉變換結(jié)果，分析電磁力波特征參數(shù)和主要諧波來(lái)源。

步驟2基于步驟1得到的每段二維電磁力結(jié)果，將二維電磁力結(jié)果拓展為三維電磁力結(jié)果，并將6段三維電磁力結(jié)果文件合并為總體電磁力結(jié)果。

步驟3考慮定子系統(tǒng)各向異性材料參數(shù)特性，建立電機(jī)和驅(qū)動(dòng)橋二合一系統(tǒng)有限元模型，計(jì)算二合一系統(tǒng)模態(tài)結(jié)果。

步驟4通過(guò)控制步驟2中合成的三維電磁網(wǎng)格與二合一系統(tǒng)中定子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)網(wǎng)格空間位置保持一致，將電磁力由電磁網(wǎng)格轉(zhuǎn)移到結(jié)構(gòu)網(wǎng)格上。

步驟5基于步驟2中合成的總體電磁力結(jié)果和步驟3中二合一系統(tǒng)模態(tài)結(jié)果，利用模態(tài)疊加法計(jì)算二合一系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)結(jié)果。

步驟6將二合一系統(tǒng)殼體表面振動(dòng)響應(yīng)結(jié)果映射到聲學(xué)網(wǎng)格內(nèi)表面，利用聲學(xué)有限元方法計(jì)算二合一系統(tǒng)聲輻射結(jié)果。

圖5 電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲仿真流程圖Fig.5 Simulation workflow of electrical motor electromagnetic vibration and noise

2.2 電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲仿真結(jié)果分析

電機(jī)電磁噪聲仿真聲學(xué)測(cè)點(diǎn)布置，如圖6所示。在距離二合一系統(tǒng)殼體表面上方、前側(cè)、后側(cè)、左側(cè)和右側(cè)各1 m處布置聲學(xué)測(cè)點(diǎn)，并考慮地面對(duì)聲音傳播的反射作用，仿真評(píng)估在峰值扭矩工況下電機(jī)聲學(xué)表現(xiàn)。

圖6 電機(jī)電磁噪聲仿真聲學(xué)測(cè)點(diǎn)位置Fig.6 Microphone location of electrical motor electromagnetic noise simulation

以后方1 m聲學(xué)測(cè)點(diǎn)為例，該測(cè)點(diǎn)聲學(xué)結(jié)果如圖7所示(ref為噪聲計(jì)算參考值，factor為噪聲計(jì)算因數(shù)，下同)。由圖7(a)聲壓譜圖可知，基于階次8階及其8階整數(shù)倍階次對(duì)于聲壓總體貢獻(xiàn)度較大，在4 000 Hz和8 000 Hz附近存在較明顯的共振帶；由圖7(b)總體聲壓和各階次聲壓對(duì)比結(jié)果可知，在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，總體上48階噪聲對(duì)于總體聲壓貢獻(xiàn)度均較大，在0～7 000 r/min內(nèi)，總體上48階噪聲幅值隨著轉(zhuǎn)速增加而增加，且在2 000 r/min和7 000 r/min轉(zhuǎn)速附近存在較明顯的峰值點(diǎn)，在7 000～16 000 r/min內(nèi)，總體上48階噪聲幅值隨著轉(zhuǎn)速增加而減小。

圖7 消聲室內(nèi)電機(jī)電磁噪聲測(cè)試聲學(xué)測(cè)點(diǎn)位置Fig.7 Microphone location of electrical motor electromagnetic noise test in anechoic chamber

查看5個(gè)1 m處聲學(xué)測(cè)點(diǎn)仿真結(jié)果，結(jié)論與后方1 m處聲學(xué)測(cè)點(diǎn)保持一致，其中5個(gè)聲學(xué)測(cè)點(diǎn)48階噪聲匯總結(jié)果如圖8所示?？芍?，在0～7 000 r/min內(nèi)，總體上48階噪聲幅值隨著轉(zhuǎn)速增加而增加，且在2 000 r/min和7 000 r/min轉(zhuǎn)速附近存在較明顯的峰值點(diǎn)；在7 000～16 000 r/min內(nèi)，總體上48階噪聲幅值隨著轉(zhuǎn)速增加而減小。

圖8 5個(gè)1 m處麥克風(fēng)48階噪聲仿真結(jié)果Fig.8 48th order cut level simulation results of 5 microphones in the distance of 1 m

3 電機(jī)電磁噪聲試驗(yàn)和仿真驗(yàn)證

3.1 電磁噪聲仿真和實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比

在半消聲室內(nèi)，測(cè)試表1中永磁同步電機(jī)在全負(fù)荷加速工況下電磁噪聲，測(cè)試前端采用LMS SCADAS SCM205多通道數(shù)據(jù)采集設(shè)備，麥克風(fēng)布置在二合一系統(tǒng)靠近殼體表面上方、前方、后方、左側(cè)和右側(cè)1 m處，總體試驗(yàn)布置如圖9所示。

圖9 消聲室內(nèi)電機(jī)電磁噪聲測(cè)試聲學(xué)測(cè)點(diǎn)位置Fig.9 Microphone location of electrical motor electromagnetic noise test in anechoic chamber

以后方1 m處麥克風(fēng)測(cè)點(diǎn)為例，得到仿真和實(shí)測(cè)48階次對(duì)比結(jié)果如圖10所示?？梢?jiàn)，在0～7 000 r/min轉(zhuǎn)速內(nèi)，仿真和測(cè)試48階噪聲幅值總體上均隨著轉(zhuǎn)速增加而增加，仿真和測(cè)試結(jié)果均在2 000 r/min和7 000 r/min轉(zhuǎn)速附近存在明顯的峰值點(diǎn)；在7 000～13 000 r/min轉(zhuǎn)速內(nèi)，總體上48階噪聲幅值隨著轉(zhuǎn)速增加而減小。在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，仿真和測(cè)試結(jié)果具有較好的一致性，進(jìn)而驗(yàn)證了文中建立的永磁同步電機(jī)電磁-結(jié)構(gòu)-聲學(xué)多物理場(chǎng)耦合仿真的有效性。

圖10 1 m處麥克風(fēng)噪聲仿真和測(cè)試結(jié)果對(duì)比Fig.10 Simulation and test comparisonof rear 1 m

5個(gè)聲學(xué)測(cè)點(diǎn)48階噪聲匯總結(jié)果如圖11所示。與圖8中仿真結(jié)果結(jié)論一致：在0～7 000 r/min轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，總體上48階噪聲幅值隨著轉(zhuǎn)速增加而增加，在2 000 r/min和7 000 r/min附近存在明顯的峰值點(diǎn)；在7 000～13 000 r/min轉(zhuǎn)速內(nèi)，總體上48階噪聲幅值隨著轉(zhuǎn)速增加而減小。該結(jié)果進(jìn)一步驗(yàn)證了多物理場(chǎng)耦合模型的有效性。

圖11 5個(gè)1m處麥克風(fēng)48階噪聲測(cè)試結(jié)果Fig.11 Simulation and test comparisonof rear 1m

3.2 48階噪聲峰值點(diǎn)機(jī)理分析

針對(duì)仿真和實(shí)測(cè)二合一系統(tǒng)在2 000 r/min轉(zhuǎn)速附近存在的明顯電磁噪聲峰值點(diǎn)問(wèn)題(該轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)電磁噪聲極易引起乘客煩躁不安進(jìn)而引發(fā)客戶抱怨)，因此設(shè)計(jì)工作振型(operational deflection shape，ODS)測(cè)試試驗(yàn)研究該問(wèn)題的產(chǎn)生機(jī)理。在二合一系統(tǒng)殼體表面均布44個(gè)振動(dòng)傳感器測(cè)點(diǎn)，形成的二合一系統(tǒng)線框圖，如圖12所示。開(kāi)展全負(fù)荷加速工況下振動(dòng)測(cè)試。提取加速工況下振動(dòng)結(jié)果，得到2 000 r/min轉(zhuǎn)速工況下48階對(duì)應(yīng)頻率(1 600 Hz)下ODS測(cè)試結(jié)果，如圖13(a)所示。可見(jiàn)在該頻率下，二合一系統(tǒng)表現(xiàn)是總體扭轉(zhuǎn)振動(dòng)，尤其是驅(qū)動(dòng)橋側(cè)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)幅值最大。相應(yīng)地，利用第2章中的仿真方法得到該轉(zhuǎn)速工況下48階對(duì)應(yīng)頻率下ODS仿真結(jié)果，如圖13(b)所示?？梢?jiàn)表現(xiàn)為驅(qū)動(dòng)橋側(cè)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)幅值最大的總體扭轉(zhuǎn)振動(dòng)，該結(jié)論與ODS測(cè)試結(jié)果保持一致。

圖12 二合一系統(tǒng)ODS測(cè)試傳感器布置線框圖Fig.12 Vibration sensor wireframe of 2in1 system ODS test

圖13 ODS仿真和測(cè)試結(jié)果Fig.13 ODS simulation and test results

4 結(jié) 論

(1) 對(duì)于定子鐵芯和定子系統(tǒng)復(fù)雜結(jié)構(gòu)，建立考慮各向異性材料特性的定子鐵芯和系統(tǒng)等效模型，分析各向異性材料參數(shù)靈敏度，尋找靈敏度較大的材料參數(shù)調(diào)整仿真模態(tài)結(jié)果，并利用模態(tài)敲擊試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真模型的有效性。

(2) 建立永磁同步電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)的電磁-結(jié)構(gòu)-聲學(xué)多物理場(chǎng)耦合模型，仿真預(yù)測(cè)電機(jī)在全負(fù)荷工況下聲學(xué)結(jié)果，仿真結(jié)果表明：對(duì)于8極48槽永磁同步電機(jī)，基本階次8階及其8階整數(shù)倍階次噪聲對(duì)于總體噪聲貢獻(xiàn)度最大，尤其是48階次噪聲幾乎在全轉(zhuǎn)速區(qū)域內(nèi)對(duì)于總體聲壓級(jí)貢獻(xiàn)度均較大，并利用半消聲室內(nèi)臺(tái)架聲學(xué)測(cè)試結(jié)果驗(yàn)證了仿真模型。

(3) 在低轉(zhuǎn)速2 000 r/min附近，總體聲壓級(jí)和48階聲壓級(jí)均存在明顯峰值點(diǎn)，仿真工作振型結(jié)果表明：該峰值點(diǎn)是二合一系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)模態(tài)被激起導(dǎo)致的，尤其是驅(qū)動(dòng)橋側(cè)扭轉(zhuǎn)振幅最大，并利用臺(tái)架工作振型測(cè)試結(jié)果驗(yàn)證了該推論。