賈夢凡, 于 冰, 唐小春, 張殿海

(1.浙江中車尚馳電氣有限公司,浙江 海寧 314400;2.湖南省新能源汽車電機(jī)工程技術(shù)研究中心,湖南 株洲 412001;3.沈陽工業(yè)大學(xué) 電氣工程學(xué)院,遼寧 沈陽 110870)

0 引 言

隨著國民經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，人們對駕乘舒適度的要求越來越高，電動汽車的噪聲、振動、舒適感，即NVH性能考核指標(biāo)日益嚴(yán)格。電動汽車的動力主要來源于電機(jī)，而電機(jī)性能的優(yōu)劣直接決定了駕乘的舒適程度[1]。永磁同步電機(jī)(PMSM)在電動汽車領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用，隨著電機(jī)的功率密度和轉(zhuǎn)矩密度不斷提高，對新型轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)要求越來越嚴(yán)格，然而雙層磁鋼結(jié)構(gòu)具有高凸極比和高弱磁擴(kuò)速能力，已經(jīng)成為了主流結(jié)構(gòu)[2]。但是雙層拓?fù)鋾闺姍C(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)復(fù)雜，電機(jī)剛度變?nèi)酰菀滓鹫駝釉肼晢栴}。因此，如何削弱電機(jī)電磁振動噪聲變得日益重要。

近年來，電機(jī)振動噪聲問題受到了國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。眾所周知，電機(jī)氣隙中的徑向電磁力是引起電機(jī)電磁振動噪聲的主要原因[3]，對電機(jī)的徑向電磁力詳細(xì)分析發(fā)現(xiàn)低階次諧波的影響比高階次更大[4]。削弱徑向電磁力可以通過改變定轉(zhuǎn)子的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)、增加氣隙大小、不同極槽配合等方式來實(shí)現(xiàn)[5-7]。齒槽轉(zhuǎn)矩作為電磁振動的次要來源，對電機(jī)的空載影響較大，可以通過斜極斜槽、分?jǐn)?shù)槽配合、改變極弧系數(shù)、增加輔助槽等方式削弱[8-9]。

考慮定子。李巖等[10]通過解析法和有限元方法分別分析了分?jǐn)?shù)槽配合下定子削齒對電機(jī)振動噪聲的影響。Zuo等[11]開展了仿真和試驗(yàn)分析，結(jié)果表明齒槽效應(yīng)引起的電磁力對噪聲影響最為顯著，在對槽口寬進(jìn)行優(yōu)化后電磁噪聲得以抑制。Torregrossa等[12]通過解析法分析電機(jī)的定子槽結(jié)構(gòu)，避免發(fā)生共振情況。

考慮轉(zhuǎn)子。國內(nèi)外學(xué)者研究了轉(zhuǎn)子的不同斜極分段對電磁振動噪聲的影響[13-15]。王曉遠(yuǎn)等[16]對電機(jī)d軸方向開輔助槽，并對優(yōu)化前后的電機(jī)進(jìn)行有限元和試驗(yàn)分析，驗(yàn)證了方法的有效性。劉皖秋等[17]提出一種電機(jī)轉(zhuǎn)子外表面開輔助槽能夠削弱電機(jī)的電磁噪聲的方法。鮑曉華等[18]通過解析法總結(jié)了轉(zhuǎn)子輔助槽對表插式電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動的影響。申合彪等[19]分析了不對稱磁障對電磁振動噪聲的影響。Ishikawa等[20]通過優(yōu)化電機(jī)的轉(zhuǎn)子拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，降低電機(jī)氣隙中的徑向電磁力，從而抑制電機(jī)的電磁振動。

綜上所示，為了削弱振動噪聲，在d軸方向開輔助槽的研究較多，而在q軸方向開輔助槽的文獻(xiàn)相對較少。本文以額定功率為60 kW的電機(jī)為研究對象，提出一種轉(zhuǎn)子q軸開輔助槽配合增加氣隙寬度的方法來改變電機(jī)的磁導(dǎo)，從而降低電機(jī)的電磁力，改善聲振特性。首先，分析優(yōu)化前后的兩臺電機(jī)的電磁力理論，對結(jié)構(gòu)模態(tài)和A計(jì)權(quán)聲壓級進(jìn)行有限元分析。然后，通過制作樣機(jī)，對比優(yōu)化前后的實(shí)測噪聲結(jié)果，證明了仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，同時證明該方法能夠降低電機(jī)的電磁力，從而削弱電機(jī)的振動噪聲。因此，本文提出轉(zhuǎn)子q軸開輔助槽配合增加氣隙寬度的局部優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，能夠在低成本的基礎(chǔ)上解決實(shí)際工程中振動噪聲問題。

1 原方案電機(jī)測試數(shù)據(jù)分析

本文研究的電動汽車用PMSM的原方案電機(jī)模型如圖1所示，其主要參數(shù)如表1所示。

圖1 電機(jī)原模型截面圖

表1 電機(jī)基本參數(shù)

采用上述方案制作的一臺電機(jī)進(jìn)行測試，測試現(xiàn)場圖如圖2所示。電機(jī)在上部(z軸方向)布置一個傳聲器，后端旋變蓋板處布置一個傳聲器。振動加速度傳感器布置在電機(jī)機(jī)座上下左右四個位置。在500 A(rms)@350 V(DC)的控制器下，對原方案加速峰值工況下的最大輸出能力進(jìn)行分析。峰值電流為480 A(rms)，最大輸出328 N·m@130 kW。

圖2 樣機(jī)測試

在加速峰值工況下對電機(jī)進(jìn)行振動和噪聲的測試，電機(jī)上部傳聲器采集到的A計(jì)權(quán)聲壓級頻譜圖如圖3所示，電機(jī)各階次較明顯。

圖3 原方案全轉(zhuǎn)速下的A計(jì)權(quán)聲壓頻譜圖

通過圖3頻譜圖所示，48階次下的噪聲相對較為明顯，其中對48階次的噪聲聲壓級在不同轉(zhuǎn)速下進(jìn)行切片圖分析，電機(jī)上部傳聲器采集到48階次噪聲聲壓級和轉(zhuǎn)速的關(guān)系如圖4所示。

圖4 不同轉(zhuǎn)速下原方案48階次噪聲分析

在低速段噪聲最高73 dB，噪聲值超標(biāo)，無法滿足用車裝車需要。在高速階段無明顯嘯叫聲，在7 000 r/min左右噪聲聲壓級峰值點(diǎn)約83 dB，人耳無明顯不適。通過對圖4的分析，得出原方案實(shí)測數(shù)據(jù)的主要超標(biāo)噪聲階次為48階次，對應(yīng)的頻率如表2所示。低速工況下，整車環(huán)境的胎噪和風(fēng)噪不太明顯，駕駛室的主要噪聲源來自于電機(jī)，隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速不斷增加，胎噪和風(fēng)噪明顯增加，因此在高速時，電機(jī)本體產(chǎn)生的噪聲容易被覆蓋。

表2 原方案實(shí)測數(shù)據(jù)超標(biāo)噪聲頻率對比

根據(jù)對上述實(shí)測結(jié)果分析，需要對電機(jī)的聲振特性進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，重點(diǎn)降低低速段噪聲，同步降低高速段噪聲。

2 電機(jī)電磁力的解析分析

電機(jī)的振動噪聲主要是由電磁振動引起的，而電機(jī)內(nèi)部的電磁振動主要是由氣隙中電磁力作用于定子齒部所產(chǎn)生的，為了解決上述工程問題中遇到的48階次噪聲存在嘯叫聲的問題，對電機(jī)的電磁力數(shù)學(xué)模型進(jìn)行分析[21]。

電機(jī)氣隙中的電磁力是由電機(jī)氣隙磁密的徑向和切向分量產(chǎn)生，鐵心材料的相對磁導(dǎo)率遠(yuǎn)大于氣隙，因此與徑向氣隙磁密相比，切向磁密可以忽略不計(jì)，采用麥克斯韋應(yīng)力張量法，徑向電磁力可表示為

(1)

式中：pr(θ,t)為徑向電磁應(yīng)力;b(θ,t)為氣隙磁密;θ為轉(zhuǎn)子機(jī)械角度;μ0=4π×10-7H/m。

不考慮電機(jī)飽和的情況，氣隙磁密可表示為磁動勢f(θ,t)與磁導(dǎo)Λ(θ,t)的乘積，即

br(θ,t)=f(θ,t)Λ(θ,t)

(2)

電機(jī)氣隙磁動勢則由永磁體電樞繞組共同產(chǎn)生：

f(θ,t)=fPM(θ,t)+fAM(θ,t)

(3)

永磁體產(chǎn)生的轉(zhuǎn)子磁動勢如下所示:

(4)

式中：Fμ為磁動勢的μ次諧波幅值；μ為磁動勢諧波次數(shù)，μ=(2s+1)，s=0,1,2，…；p為極對數(shù)。

定子繞組產(chǎn)生的定子磁動勢如下所示:

fAM(θ,t)=Fvcos(vθ-ωt-φv)

(5)

式中：Fv為磁動勢的v次諧波幅值；φv為v次諧波初相角；v為定子磁勢諧波極對數(shù)，本文為整數(shù)槽繞組v=(6k+1)p，k=0,±1,±2，…。

將式(2)～式(5)代入式(1)，可以得到電磁力的空間力波階次和時間頻率。

當(dāng)空間階次為(u-v)，時間階次f=2sf1。f1為基波頻率。

當(dāng)空間階次為(u+v)，時間階次f=2(s+1)f1。

由于空間階數(shù)對定子鐵心的變形Δd取決于空間階數(shù)r，兩者的關(guān)系如下所示：

(6)

低周向振型數(shù)r(即空間階數(shù))對于振動噪聲行為最關(guān)鍵。如式(6)所示，空間階數(shù)和定子鐵心的變形成反比，因此當(dāng)r≥8時，定子鐵心的變形較小，其產(chǎn)生的徑向力密度不太重要。如表3所示，通過列力表法分析8極48槽的主要空間階數(shù)和時間諧波頻率，表3中僅列出空間階數(shù)≤8，可能出現(xiàn)振動噪聲的階次。

表3 徑向電磁力空間階次和頻率

其中，主極磁場u次諧波與一階磁導(dǎo)齒諧波相互作用是引起同步電機(jī)振動噪音的主要根源。齒諧波的極對數(shù)為

vi=p±iZ1

(7)

式中：i為齒諧波次數(shù)，i=1,2,3，…。

當(dāng)i=1時，代入式(7)可以得出一階齒諧波的極對數(shù)為52和-44。電機(jī)在空載和負(fù)載時的電磁噪音主要成分是由一階齒諧波v=52或v=-44和主極磁場極對數(shù)u與定子槽數(shù)Z1=48最接近的諧波μ=44、52(Z1=μ時為3個，Z1≠μ時為2個)相互作用所產(chǎn)生的0階12f1，-8階10f1，8階14f1，0階12f1。

本文的極對數(shù)p=4，通過上述電磁力的理論分析，空間0階的主要電磁力頻率為12f1、6f1，分別對應(yīng)48階次和24階次噪聲，是噪聲的主要來源階次。第1節(jié)中的原方案電機(jī)的實(shí)測噪聲在48階次出現(xiàn)峰值點(diǎn)，滿足上述理論分析的12f1(48階)易出現(xiàn)噪聲情況。通過上述上述理論分析，能夠解釋在工程問題中的實(shí)測結(jié)果的有效性。

3 電機(jī)的模態(tài)分析

對一個電機(jī)結(jié)構(gòu)施加一個初始激勵后，會產(chǎn)生多種振型，而這些只與結(jié)構(gòu)本身相關(guān)的振型稱為固有振型。每一個固有振型均對應(yīng)一個固有頻率，空間r階的固有頻率和電磁力的振型、頻率一致時候，將會發(fā)生共振，對于電動汽車而言，共振存在很大的隱患。李曉華等[22]通過對定子結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的固有頻率分析，發(fā)現(xiàn)在定子鐵心的基礎(chǔ)上增加繞組對電機(jī)固有頻率的影響較大。為了能夠更加準(zhǔn)確地計(jì)算電機(jī)的固有頻率，本文采用有限元方法對電機(jī)進(jìn)行模態(tài)分析。電機(jī)氣隙中的電磁力主要映射定子齒部，通過定子鐵心傳遞，從而產(chǎn)生振動。在盡可能不犧牲精度的前提下，本文僅采用定子和繞組的簡化模型進(jìn)行計(jì)算分析。

通過有限元仿真分析能夠得到不同空間階次下，電機(jī)定子的固有頻率如圖5所示。

圖5 電機(jī)定子模態(tài)振型圖

通過電機(jī)定子模態(tài)的有限元分析，可以看出不同振型下對應(yīng)不同的頻率，在空間0階的固有頻率為5 390.1 Hz，實(shí)測值在5 200～6 000 Hz頻率段內(nèi)出現(xiàn)峰值點(diǎn)。由于本文未考慮整機(jī)數(shù)模下的模態(tài)仿真，以及在實(shí)際運(yùn)行過程中的復(fù)雜性，導(dǎo)致仿真結(jié)果和實(shí)際可能存在一定的差異性。結(jié)合實(shí)測結(jié)果進(jìn)行分析，需要重點(diǎn)關(guān)注空間0階的固有頻率5 390.1 Hz在6f1和12f1所產(chǎn)生的噪音。

根據(jù)工程中原方案暴露的問題，在低速4 000 r/min內(nèi)，電機(jī)未弱磁，電磁力恒定，電機(jī)噪聲嘯叫聲明顯。而6 500～7 500 r/min中測試噪音有高點(diǎn)。因?yàn)殡姍C(jī)的噪聲響應(yīng)和電磁力的幅值成正比，所以本文決定通過優(yōu)化電機(jī)轉(zhuǎn)子磁路，降低氣隙中的氣隙磁密，從而降低電磁力的幅值，削弱電機(jī)振動噪聲效應(yīng)。

4 電機(jī)優(yōu)化方案的電磁分析

如式(2)所示，電機(jī)的氣隙磁密和氣隙磁勢和氣隙磁導(dǎo)相關(guān)，不考慮電機(jī)定子開槽和轉(zhuǎn)子凸極情況，即氣隙長度均勻，氣隙磁導(dǎo)用常數(shù)Λ0表示：

(8)

式中：Aδ為每極氣隙有效面積；δ為等效氣隙長度；Ks為磁路飽和系數(shù)；Kδ為氣隙系數(shù)。

若僅在定子開槽，相對氣隙磁導(dǎo)可以表示為

(9)

本文研究的內(nèi)置式永磁電機(jī)，需要考慮由轉(zhuǎn)子凸極引起的氣隙磁導(dǎo)變化，轉(zhuǎn)子凸極引起的氣隙磁導(dǎo)如下所示：

(10)

如式(8)～式(10)所示，氣隙增加會使氣隙磁導(dǎo)降低，從而降低氣隙磁密和徑向電磁力。但是，氣隙長度增加會使電機(jī)的輸出能力降低，而轉(zhuǎn)子開槽會影響轉(zhuǎn)子凸極性，降低電機(jī)的電磁力，削弱電機(jī)的振動噪聲。由于本文原方案實(shí)測在低速情況下電機(jī)振動噪聲整體比較高，因此，適當(dāng)增加氣隙長度配合轉(zhuǎn)子開槽改變電機(jī)的凸極性，從而改善振動噪聲效應(yīng)，同時能夠在逆變器限制電流下，保證電機(jī)具有相同的輸出能力。

原方案轉(zhuǎn)子拓?fù)湟呀?jīng)在d軸方向開槽，如果繼續(xù)在d軸方向開槽，會增加拓?fù)涞膹?fù)雜程度，導(dǎo)致應(yīng)力集中，使磁阻增加。因此本文選擇在q軸方向開槽，通過優(yōu)化輔助槽的形狀、位置，合理改變磁路的走向，從而降低氣隙磁導(dǎo)Λ(θ,t)，由式(2)可知，此方法能夠降低電機(jī)的氣隙磁密，從而能夠降低電機(jī)的徑向電磁力密度，改善電機(jī)的振動噪聲。通過在原方案轉(zhuǎn)拓?fù)浠A(chǔ)上進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，以及氣隙長度和q軸方向隔磁孔位置的優(yōu)化分析，以電機(jī)輸出能力最高和電磁力最低為優(yōu)化目標(biāo)，尋求最優(yōu)參數(shù)結(jié)果。優(yōu)化后的電機(jī)結(jié)構(gòu)如圖6所示，比原方案氣隙長度增加0.1 mm，其中在q軸方向增加厚度0.7 mm的輔助槽為最優(yōu)。圖6中，陰影部分為增加的q軸輔助槽位置。

圖6 優(yōu)化后和原方案電機(jī)方案對比示意圖

為了能夠更加清晰地對比由轉(zhuǎn)子開輔助槽配合增加氣隙長度使電機(jī)磁路發(fā)生的變化。原方案和優(yōu)化后方案的在空載工況下的電機(jī)磁力線分布如圖7所示。如圖7(b)優(yōu)化后方案所示，由于在轉(zhuǎn)子的q軸區(qū)域開輔助槽使得閉合磁力線路徑及長度發(fā)生變化，如式(8)～式(10)所示，進(jìn)而會影響電機(jī)的磁導(dǎo)，從而影響電機(jī)的電磁力。

圖7 原方案和優(yōu)化后的空載磁力線分布

由于電機(jī)的氣隙減少和轉(zhuǎn)子的開槽，可能會造成應(yīng)力的集中。為了保證優(yōu)化后的轉(zhuǎn)子沖片高速運(yùn)行的可靠性，建立3D轉(zhuǎn)子模型，采用有限元方法對電機(jī)進(jìn)行等效應(yīng)力的計(jì)算。為了避免超速的影響，計(jì)算轉(zhuǎn)速采用峰值轉(zhuǎn)速的1.2倍，即14 400 r/min。電機(jī)的轉(zhuǎn)子材料為硅鋼片，屈服強(qiáng)度為405 MPa。計(jì)算得到的平均應(yīng)力分布云圖如圖8所示，原方案的沖片強(qiáng)度峰值為233.61 MPa，優(yōu)化后的沖片強(qiáng)度峰值為242.61 MPa左右，均小于材料的屈服強(qiáng)度，能夠滿足在全轉(zhuǎn)速要求范圍內(nèi)的機(jī)械強(qiáng)度。

圖8 原方案和優(yōu)化后平均應(yīng)力分布云圖

5 電機(jī)電磁力的有限元分析

建立優(yōu)化前后的電機(jī)有限元模型，對優(yōu)化前后的電機(jī)進(jìn)行全轉(zhuǎn)速仿真對比分析。如圖9所示，在峰值480 A(rms)下，原方案最大輸出為328 N·m,優(yōu)化后為323.5 N·m，降低約1.4%，相反高速弱磁區(qū)域功率略提升1%～1.3%。總體來看，在500 A(rms)@350 V(DC)控制器下，優(yōu)化前后輸出轉(zhuǎn)矩和功率都滿足320 N·m@130 kW的需求。

圖9 電機(jī)的最大輸出能力對比分析

但是為了能夠?qū)Ρ葍?yōu)化前后電機(jī)性能，對優(yōu)化后同比例提高電流至487 A(rms)，從而保證和優(yōu)化前的最大輸出扭矩一致。因此，下文開展的電機(jī)對比均在原方案_480 A(rms)和優(yōu)化后_487 A(rms)下進(jìn)行。

電機(jī)在實(shí)際運(yùn)行中，轉(zhuǎn)速4 000 r/min以下，整車工況的胎噪和風(fēng)噪不太明顯，駕駛室內(nèi)主要是電機(jī)作為噪聲源傳遞的聲音，針對4 000 r/min峰值工作點(diǎn)，本文進(jìn)行原方案和優(yōu)化后方案的氣隙磁密仿真分析，取靠近定子齒表面的圓孤作為參考點(diǎn)，徑向氣隙磁密波形及快速傅里葉變換(FFT)如圖10所示。

圖10 電機(jī)的徑向氣隙磁密和FFT分解

通過圖10可以看出，電機(jī)的基波幅值幾乎不變，對電機(jī)的性能影響不大，各階次幅值均有所降低，比原方案的奇次諧波對基波占比(29次以下)降低約3%，優(yōu)化后的電機(jī)氣隙磁密波形正弦度得以改善，證明了優(yōu)化方案有效。

從電磁力理論分析中可以看出，8極48槽電機(jī)的主要頻率為6f1，12f1，因此下面主要針對優(yōu)化前后電機(jī)在不同轉(zhuǎn)速下的6f1，12f1的電磁力對比分析，如圖11所示。

如圖11(a)所示，優(yōu)化前后6f1電磁力在整個轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均稍有降低，低速降低10.7%左右，高速最高降低23.3%左右。

如圖11(b)所示，優(yōu)化前后48階電磁力在低速段降低明顯，降低49.2%左右，但在7 000 r/min時，超原方案5%；高速階段最高降低30%左右。

圖11 電機(jī)6f1和12f1電磁力對比

通過實(shí)測和理論分析，電機(jī)在低速運(yùn)行下對整車的影響較大，需要重點(diǎn)降低低速電磁力，同比優(yōu)化高速電磁力。通過全轉(zhuǎn)速范圍6f1，12f1的電磁力分析，優(yōu)化后方案能夠起到削弱電機(jī)電磁力作用，滿足初始目標(biāo)要求，證明優(yōu)化后方案有效。

6 電機(jī)的噪聲仿真分析

電機(jī)定子未發(fā)生變化，定子的固有頻率和上述分析一致，不再重復(fù)分析。保證電機(jī)的相同測試環(huán)境，在峰值外特性下，計(jì)算優(yōu)化前后電機(jī)的全轉(zhuǎn)速工況下的電磁力，然后以集中力的形式加載到定子齒部，電磁力的示意圖如圖12所示。然后利用模態(tài)疊加法計(jì)算電機(jī)諧響應(yīng)，仿真結(jié)果同步導(dǎo)入到聲場計(jì)算模塊中，進(jìn)行仿真分析。電機(jī)的求解域設(shè)置為半徑1 m的半球體，重點(diǎn)分析電機(jī)側(cè)面產(chǎn)生的噪聲分布，分析球體外表面產(chǎn)生的聲壓級。這也是徑向電磁力的主要傳播路徑。

圖12 電機(jī)電磁力加載

不同轉(zhuǎn)速下優(yōu)化前后24階次和48階次的A計(jì)權(quán)聲壓級仿真結(jié)果分析如圖13所示。

24階次聲功率等級如圖13(a)所示，在電機(jī)優(yōu)化后整個轉(zhuǎn)速區(qū)域，A計(jì)權(quán)聲壓級都有不同程度的降低，低速降低1 dB左右,高速降低1.5 dB左右。

48階次A計(jì)權(quán)聲壓級如圖13(b)所示，在電機(jī)優(yōu)化后整個轉(zhuǎn)速區(qū)域，低速和高速降低明顯，低速段約降低2.5 dB，高速段約降低2 dB。由于48階次電磁力在約7 000 r/min時略有增加，使得噪聲變化不明顯、略有增加趨勢。

圖13 電機(jī)24和48階次A計(jì)權(quán)聲壓級對比

從以上有限元仿真結(jié)果可以看出，優(yōu)化后的電機(jī)在低速階段電磁力和A計(jì)權(quán)聲壓級的趨勢相同，均有降低的趨勢，同比高速階段也有相應(yīng)的降低，能夠證明減少氣隙、增加輔助槽的方法的有效性。

7 電機(jī)聲振特性實(shí)測對比分析

為了驗(yàn)證理論和仿真計(jì)算的有效性，采用優(yōu)化后方案制作一臺電機(jī)對標(biāo)分析。為了能夠區(qū)分轉(zhuǎn)子沖片對性能的影響，電機(jī)的其余部件均一致。在試驗(yàn)條件下，為了避免電機(jī)臺架固有頻率的影響，采用相同的臺架進(jìn)行測試，振動加速傳感器和傳聲器的布局均和圖1相同。在相同的控制方法下，使優(yōu)化前后電機(jī)具有一致的輸出能力，對電機(jī)進(jìn)行振動噪聲的測試分析。

對峰值工況(320 N·m@130 kW)優(yōu)化后電機(jī)加速分析，上部傳聲筒采集的頻譜圖如圖14所示，與圖3原方案的頻譜圖相比，各階次均有一定程度的降低，能夠證明仿真方法的有效性。

圖14 優(yōu)化后全轉(zhuǎn)速下的A計(jì)權(quán)聲壓頻譜圖

原方案和優(yōu)化后方案電機(jī)在Z軸方向的48階振動水平如圖15(a)所示，在低速1 800～2 200 r/min區(qū)域內(nèi)，電機(jī)的振動水平最大降低約60%，高速區(qū)域降低了5%左右。

通過電機(jī)噪聲近場的采集，在加速工況下，48階次優(yōu)化后方案噪聲和原方案對比如圖15(b)所示。低速階段，優(yōu)化后方案整體加速平緩很多，無明顯嘯叫聲，整體波形無明顯尖銳點(diǎn)，在低速1 800～4 000 r/min平均噪聲聲壓級降低6 dB,整體降低約10%,高速情況下平均噪聲聲壓級降低3 dB,整體降低約3.7%。

圖15 電機(jī)的48階次振動水平和聲壓級對比

原方案和優(yōu)化后方案電機(jī)在Z軸方向的24階振動水平如圖16(a)所示，在低速區(qū)域內(nèi)，電機(jī)的振動水平最大降低約58%，高速區(qū)域降低了6%左右。

原方案和優(yōu)化后方案電機(jī)在Z軸采集傳聲器得到24階噪聲聲壓級對比如圖16(b)所示。低速階段，原方案24階噪聲無明顯尖銳點(diǎn)，優(yōu)化后方案,低速階段相比原方案的聲壓級整體降低約4 dB,降幅6%左右。高速降低約2 dB，降幅2.5%左右。

圖16 電機(jī)的24階次振動水平和聲壓級對比

由于仿真結(jié)構(gòu)的模態(tài)和實(shí)際不盡相同，結(jié)果具有一定的差異性，但是通過48階次和24階次的振動水平和聲壓級對比分析可知，在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的變化趨勢相同；經(jīng)過實(shí)測的驗(yàn)證，可以證明仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，可以證明轉(zhuǎn)子開輔助槽配合增加氣隙的方法具有削弱振動噪聲的作用。

8 結(jié) 語

本文以一臺額定功率為60 kW的電動汽車用PMSM為研究對象，以實(shí)際工程中低速48階次的噪聲突出問題為切入點(diǎn)，通過對原方案實(shí)測噪聲結(jié)果進(jìn)行分析，同時采用解析法進(jìn)行理論計(jì)算驗(yàn)證；然后提出一種轉(zhuǎn)子開輔助槽和增加氣隙的方法來削弱振動噪聲。對優(yōu)化前后方案在峰值工況下進(jìn)行電磁力和諧響應(yīng)的仿真分析計(jì)算，并通過樣機(jī)試驗(yàn)，測試了全轉(zhuǎn)速下24階和48階次的振動和噪聲，驗(yàn)證了仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性, 主要得出以下結(jié)論。

(1) 本文提出一種轉(zhuǎn)子q軸方向開槽和增加氣隙長度的方法降低電機(jī)在氣隙中的電磁力，從而削弱振動噪聲。

(2) 對負(fù)載4 000 r/min下對比優(yōu)化前后的氣隙磁密和FFT分析，以及對全轉(zhuǎn)速下6f1和12f1的電磁力對比分析。發(fā)現(xiàn)優(yōu)化后電機(jī)的方案能夠在低速和高速區(qū)降低比例較大，在7 000 r/min變化不明顯。

(3) 對全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的A計(jì)權(quán)聲壓級進(jìn)行仿真分析，為證明仿真的準(zhǔn)確性，制作優(yōu)化后方案的電機(jī)，對24和48階次進(jìn)行全轉(zhuǎn)速的噪音測試分析，對比聲壓級和振動水平，能夠證明仿真準(zhǔn)確性，即能夠證明本文提出的轉(zhuǎn)子開輔助槽和減少氣隙的方法具有削弱振動噪聲的作用。