王曉遠(yuǎn)，羅瀟宇，高 鵬

（天津大學(xué)電氣自動化與信息工程學(xué)院，天津 300072）

當(dāng)前正處于由傳統(tǒng)燃油汽車向以純電動汽車為代表的新能源汽車轉(zhuǎn)變的時代，使電動汽車的數(shù)量劇增。汽車作為日常出行的主要交通工具，人們對其安靜舒適性能的要求越來越高，汽車的靜謐性和舒適性問題一直備受關(guān)注。電動汽車驅(qū)動電機(jī)作為汽車動力的來源，其振動噪聲性能直接影響電動汽車整車的靜謐性和舒適性[1]。因此，對于電動汽車驅(qū)動電機(jī)振動噪聲的研究十分必要。永磁同步電機(jī)具備效率高、轉(zhuǎn)矩密度高、易于控制等優(yōu)勢，被廣泛用于驅(qū)動電機(jī)領(lǐng)域，但永磁同步電機(jī)功率密度高、輕量化等特點(diǎn)導(dǎo)致永磁同步電機(jī)的電磁振動噪聲問題嚴(yán)重，因此國內(nèi)外學(xué)者對永磁同步電機(jī)的振動噪聲進(jìn)行了大量的研究。

前蘇聯(lián)學(xué)者舒波夫第一次總結(jié)了永磁同步電機(jī)的振動噪聲主要來源，包括：空氣噪聲、機(jī)械噪聲和電磁振動噪聲[2]。其中，電磁振動噪聲是永磁同步電機(jī)振動噪聲的主要來源，電磁振動噪聲由作用在電機(jī)定子齒上的電磁力波產(chǎn)生。文獻(xiàn)[3]推導(dǎo)出永磁同步電機(jī)電磁激振力波的解析表達(dá)式，分析總結(jié)了對電機(jī)振動噪聲影響較大的電磁激振力波的階次；文獻(xiàn)[4]通過定子齒削角的方式，降低電機(jī)的振動噪聲，分析了不同齒削角形狀、齒削角大小對電機(jī)振動噪聲的影響；文獻(xiàn)[5]針對V型磁鋼永磁同步電機(jī)提出優(yōu)化隔磁橋形狀的方式來降低電機(jī)的振動噪聲；文獻(xiàn)[6]提出在轉(zhuǎn)子上設(shè)置三角形磁障削弱振動噪聲，研究了三角形磁障尺寸對于電機(jī)振動噪聲的影響，采用粒子群算法確定最優(yōu)的三角形磁障尺寸。

轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙這兩種電機(jī)轉(zhuǎn)子優(yōu)化方式被廣泛用于減小電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩[7-8]。但關(guān)于這兩種方式對電機(jī)電磁振動噪聲的影響的研究相對較少。本文以一臺電動汽車用永磁同步電機(jī)作為研究對象，推導(dǎo)出轉(zhuǎn)子分段錯極條件下，徑向電磁力的表達(dá)式，并分析轉(zhuǎn)子分段數(shù)和錯極角度對徑向電磁力的影響。為進(jìn)一步削弱電機(jī)的振動噪聲，在轉(zhuǎn)子分段錯極的基礎(chǔ)上采用非均勻氣隙結(jié)構(gòu)進(jìn)一步削弱徑向電磁力，通過仿真計(jì)算確定使削弱效果最佳的偏心距值。最后，對比分析未優(yōu)化、只采用轉(zhuǎn)子分段錯極、同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙3種不同結(jié)構(gòu)電機(jī)的電磁振動噪聲，分析結(jié)果表明同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙的電機(jī)的振動噪聲最低，且對低噪聲電動汽車驅(qū)動電機(jī)設(shè)計(jì)有一定的參考意義。

1 轉(zhuǎn)子分段錯極條件下徑向電磁力分析

1.1 徑向電磁力理論分析

永磁同步電機(jī)在運(yùn)行過程中，電機(jī)的定子齒受到電磁力的作用產(chǎn)生振動噪聲，與徑向電磁力相比切向電磁力對電機(jī)振動噪聲的貢獻(xiàn)很小[3]，因此本文主要對徑向電磁力進(jìn)行分析。

圖1為轉(zhuǎn)子分段錯極結(jié)構(gòu)，其中，轉(zhuǎn)子軸向分段數(shù)及每兩段轉(zhuǎn)子之間的錯開角度會影響徑向電磁力的特性。

圖1 轉(zhuǎn)子分段錯極結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of rotor-step skewing

利用麥克斯韋張量法得到徑向電磁力表達(dá)式為

式中：μ0為真空中的磁導(dǎo)率；Br為徑向氣隙磁通密度；Bt為切向氣隙磁通密度；BRr為轉(zhuǎn)子永磁體產(chǎn)生的徑向氣隙磁密；BSr為定子電樞電流產(chǎn)生的徑向氣隙磁密。

當(dāng)定子通入三相對稱電流時，定子電樞電流產(chǎn)生的磁動勢為

式中：νS為定子電樞磁場諧波分量的次數(shù)，νS=（2r+1）p，r=0，1，2，…，+∞；為定子電樞電流產(chǎn)生的磁動勢的νS次諧波幅值；p為極對數(shù)；θ為轉(zhuǎn)子的機(jī)械角度；ω為電流的角速度；t為時間；φ為磁動勢初相角。

假設(shè)分段數(shù)為n，錯極角度為α。則第l段轉(zhuǎn)子永磁體產(chǎn)生的磁動勢為

式中：νR為轉(zhuǎn)子永磁體勵磁磁場諧波分量的次數(shù)；νR=2r+1，r=0，1，2，…，+∞；為轉(zhuǎn)子永磁體產(chǎn)生的磁動勢的νR次諧波幅值。

由于定子開槽的原因?qū)е職庀恫痪鶆?，其等效的氣隙磁?dǎo)可以表示為

式中：Λ0為氣隙磁導(dǎo)的不變分量；k為齒諧波次數(shù)，k=1，2，3，…，+∞；Λk為定子開槽引起的k階齒諧波磁導(dǎo)的幅值；Z為定子開槽數(shù)。

在定子開槽影響下，定、轉(zhuǎn)子徑向氣隙磁密分別為

將式（5）、（6）代入式（1）可得電機(jī)在轉(zhuǎn)子分段錯極條件下的徑向電磁力表達(dá)式為

由式（7）可知，作用在定子齒表面的徑向電磁力主要由永磁體勵磁磁場各次諧波相互作用產(chǎn)生的電磁力、電樞磁場各次諧波相互作用產(chǎn)生的電磁力，以及永磁體勵磁磁場和電樞磁場各次諧波相互作用產(chǎn)生的電磁力組成。

轉(zhuǎn)子分段錯極會影響到由永磁體勵磁磁場產(chǎn)生的電磁力，使由永磁體勵磁磁場相互作用產(chǎn)生的徑向電磁力及永磁體勵磁磁場與電樞磁場相互作用產(chǎn)生的電磁力沿轉(zhuǎn)子軸向分別偏移相應(yīng)的角度。將式（7）中永磁體勵磁磁場產(chǎn)生的電磁力，以及永磁體勵磁磁場和電樞磁場相互作用產(chǎn)生的電磁力化簡為2個表達(dá)式為

式中：νR1、νR2分別為永磁體勵磁磁場的諧波分量次數(shù)；νS1為電樞磁場的諧波分量次數(shù)；FνR1,νR2為永磁體勵磁磁場產(chǎn)生的徑向電磁力的幅值；FνR1,νS1為永磁體勵磁磁場和電樞磁場相互作用產(chǎn)生的徑向電磁力的幅值；m為轉(zhuǎn)子機(jī)械角度θ前系數(shù)的簡化表達(dá)式。

由式（8）、（9）可得，永磁體勵磁磁場相互作用產(chǎn)生的徑向電磁力沿軸向偏移角度為(νR1±νR2)pα(l-1)電角度；永磁體勵磁磁場和電樞磁場相互作用產(chǎn)生的徑向電磁力沿軸向偏移角度為νR1αp(l-1)電角度。

為了研究轉(zhuǎn)子分段錯極后電機(jī)定子齒受到的平均徑向電磁力的變化，將發(fā)生相移的n段徑向電磁力進(jìn)行疊加求得平均徑向電磁力為

由式（10）可知，分段數(shù)及錯極角度的變化會影響到各個頻率徑向電磁力的大小。

1.2 轉(zhuǎn)子分段錯極參數(shù)對徑向電磁力影響

為研究錯極角度及轉(zhuǎn)子分段數(shù)對徑向電磁力的影響，對式（10）中關(guān)于錯極角度和分段數(shù)的參數(shù)表達(dá)式進(jìn)行分析。當(dāng) (νR1±νR2)pα和νR1αp(l-1)同時為2πN，N＝1，2，3，…，+∞時，平均徑向電磁力可以表示為

即當(dāng) (νR1±νR2)pα和νR1αp(l-1)同時為2πN電角度時，徑向電磁力不受轉(zhuǎn)子分段錯極的影響；當(dāng)(νR1±νR2)pα和νR1αp(l-1)不同時為2πN電角度時，徑向電磁力受到轉(zhuǎn)子分段錯極的影響。

錯極系數(shù)K1、K2可表示為

選擇合適的分段數(shù)和錯極角度，使K1=0或K2=0會削弱νR1±νR2次或νR1次的徑向電磁力。

為驗(yàn)證理論分析的正確性，利用本文所研究的樣機(jī)進(jìn)行額定負(fù)載情況下的有限元仿真分析計(jì)算。電機(jī)各參數(shù)如表1所示，定轉(zhuǎn)子截面圖如圖2所示。

表1 電機(jī)的主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of motor

圖2 電機(jī)截面Fig.2 Cross-section of motor

轉(zhuǎn)子分段錯極前后，額定轉(zhuǎn)矩對比如圖3所示。

圖3 額定轉(zhuǎn)矩對比Fig.3 Comparison of rated torque

由圖3可以看出，采用轉(zhuǎn)子分段錯極后額定輸出轉(zhuǎn)矩的平均值由95.91 N·m下降到94.32 N·m，下降幅度僅為1.66%；但轉(zhuǎn)矩脈動由未優(yōu)化時的6.99%下降到了1.69%，轉(zhuǎn)矩脈動的下降有利于降低電機(jī)的振動噪聲[9]。

圖4為轉(zhuǎn)子采用分段錯極前后徑向電磁力時間諧波分解對比。采用分段錯極后除2次、4次、6次徑向電磁力幅值略有增加外，8次、10次、12次、14次、16次、18次、20次的徑向電磁力均有明顯的下降。說明采用轉(zhuǎn)子分段錯極的方法可從總體上削弱徑向電磁力，且轉(zhuǎn)子分段錯極結(jié)構(gòu)對較高頻率的徑向電磁力削弱效果明顯。

圖4 徑向電磁力時間諧波分解Fig.4 Time harmonic decomposition of radial electromagnetic force

2 非均勻氣隙對于電機(jī)振動噪聲的影響

2.1 非均勻氣隙對于電磁力的影響

忽略飽和、漏磁、齒槽效應(yīng)的影響，氣隙磁密沿轉(zhuǎn)子表面分布的表達(dá)式為

式中：Br為剩磁感應(yīng)強(qiáng)度；hm為永磁體磁化方向的厚度；δ(θ)為氣隙長度的分布函數(shù)。

由式（14）可知，通過改變電機(jī)的氣隙長度沿圓周方向的分布，可改變氣隙磁密沿電機(jī)圓周方向的分布，進(jìn)而會改變徑向電磁力，徑向電磁力的變化會影響電機(jī)的電磁振動噪聲。因此，通過改變氣隙長度沿圓周的分布可以改變振動噪聲特性。

2.2 氣隙長度推導(dǎo)

由第2.1節(jié)的分析可知，采用轉(zhuǎn)子分段錯極后電機(jī)的徑向電磁力明顯降低。但有個別頻率電磁力的幅值較大，為進(jìn)一步削弱電機(jī)的徑向電磁力，采用如圖5所示的非均勻氣隙結(jié)構(gòu)優(yōu)化方式。定義OO’的距離為偏心距用d表示，改變d的大小可以改變氣隙長度。為研究偏心距d對氣隙長度的影響，本文將推導(dǎo)氣隙長度隨偏心距d變化的表達(dá)式，推導(dǎo)過程用到的幾何量和幾何關(guān)系見圖5。

圖5 非均勻氣隙示意Fig.5 Schematic of non-uniform air gap

氣隙長度可以表示為關(guān)于d的表達(dá)式，即

對式（15）求導(dǎo)可得，當(dāng)R＝64.9 mm，d≤10 mm時，[δ(θ,d)]＇＞0，即隨著偏心距d的增加氣隙長度變大，改變偏心距的大小會改變徑向電磁力的特性。

為了驗(yàn)證非均勻氣隙結(jié)構(gòu)對徑向電磁力的影響，選取偏心距d=5 mm，計(jì)算d=5 mm時只采用非均勻氣隙及同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙時的徑向電磁力。將計(jì)算結(jié)果與未優(yōu)化及采用轉(zhuǎn)子分段錯極時的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，比較結(jié)果如圖6所示。

圖6 不同優(yōu)化方式情況下電磁力諧波含量Fig.6 Harmonic content of electromagnetic force using different optimization methods

由圖6可知，非均勻氣隙結(jié)構(gòu)可以削弱除6次諧波外的各次徑向電磁力，尤其對較低頻率的徑向電磁力諧波削弱效果明顯，但對頻率較高的徑向電磁力削弱效果相對較差。非均勻氣隙結(jié)構(gòu)對電機(jī)徑向電磁力的影響和轉(zhuǎn)子分段錯極結(jié)構(gòu)對徑向電磁力的影響規(guī)律相反，同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙結(jié)構(gòu)可以將兩者優(yōu)勢結(jié)合削弱全頻率段的徑向電磁力。

2.3 確定最優(yōu)偏心距

在轉(zhuǎn)子分段錯極的基礎(chǔ)上，采用非均勻氣隙的方式，改變偏心距d的大小，可進(jìn)一步改變徑向電磁力。利用有限元仿真軟件，計(jì)算偏心距d在3～10 mm范圍內(nèi)變化、步長為1 mm，8種情況下電機(jī)徑向電磁力的時間諧波含量，通過對比分析確定削弱效果最優(yōu)的偏心距值，其計(jì)算結(jié)果如圖7所示。

圖7 不同偏心距情況下電磁力諧波含量Fig.7 Harmonic content of electromagnetic force under different values of eccentricity

由圖7可知，當(dāng)偏心距d＝8 mm、d＝9 mm、d＝10 mm時，6次徑向電磁力諧波幅值高于只采用分段錯極時的幅值，因此最優(yōu)偏心距的選擇不考慮d＝8 mm、d＝9 mm、d＝10 mm；當(dāng)偏心距d＝6 mm、d＝7 mm時，對徑向電磁力的削弱效果最好，且效果接近。考慮到轉(zhuǎn)子機(jī)械結(jié)構(gòu)強(qiáng)度會因偏心距的增加而變差，因此選擇d＝6 mm作為最優(yōu)偏心距。

3 優(yōu)化方案驗(yàn)證分析

3.1 模態(tài)分析

電機(jī)的電磁振動噪聲大小不僅與電磁力的大小有關(guān)，還與電機(jī)模態(tài)特性有關(guān)。當(dāng)電機(jī)的徑向電磁力頻率接近電機(jī)的徑向模態(tài)頻率時，即使該頻率的徑向電磁力幅值很小，也會使電機(jī)產(chǎn)生較大的振動噪聲。因此，要對電機(jī)的徑向模態(tài)進(jìn)行分析，以保證電機(jī)不會發(fā)生較為嚴(yán)重的結(jié)構(gòu)共振。

本文采用有限元分析方法對電機(jī)定子及機(jī)殼結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析。為更加準(zhǔn)確的計(jì)算電機(jī)在實(shí)際工作中的模態(tài)特性，在電機(jī)前端蓋位置施加固定約束。電機(jī)機(jī)殼材料為鋁合金，其密度為2 700 kg/m3、楊氏模量為50 GPa、泊松比為0.3；電機(jī)定子鐵心為M27035，考慮電機(jī)定子鐵心為硅鋼片疊壓結(jié)構(gòu)，需要對其材料參數(shù)根據(jù)疊壓系數(shù)進(jìn)行等效，其等效密度為7 458 kg/m3、等效楊氏模量為198 GPa、等效泊松比為0.28。表2為電機(jī)的前5階的徑向模態(tài)振型及頻率。

表2 定子及機(jī)殼結(jié)構(gòu)各階次頻率及振型Tab.2 Frequency and vibration mode of each order of the stator and casing structure

由第2.3節(jié)的分析可知，電機(jī)徑向電磁力波頻率為偶數(shù)倍供電頻率。供電頻率f＝212 Hz，因此電磁力波頻率主要包括2f（424 Hz）、6f（1 272 Hz）、8f（1 694 Hz）、10f（2 120 Hz）。定子及機(jī)殼結(jié)構(gòu)的各階固有頻率和主要的電磁力頻率均有較大差距，因此不會發(fā)生共振。

3.2 電磁振動噪聲

為驗(yàn)證優(yōu)化方法的有效性，通過仿真計(jì)算未優(yōu)化、轉(zhuǎn)子分段錯極、同時采用非均勻氣隙和轉(zhuǎn)子分段錯極3種結(jié)構(gòu)電機(jī)額定負(fù)載時電磁振動及噪聲。

諧響應(yīng)分析時所加載的約束條件和模態(tài)分析保持一致，同樣在電機(jī)的前端蓋位置施加固定約束。圖8為未優(yōu)化、轉(zhuǎn)子分段錯極、同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙這3種結(jié)構(gòu)電機(jī)在額定負(fù)載時電機(jī)機(jī)殼表面的加速度頻譜，該加速度頻譜反映了受電磁力影響機(jī)殼表面振動的劇烈程度。

圖8 振動加速度對比Fig.8 Comparison of vibration acceleration

由圖8可以看出，振動加速度的峰值頻率分別為424 Hz、848 Hz、1 272 Hz、1 696 Hz、2 120 Hz、2 544 Hz。這些頻率點(diǎn)與電機(jī)供電頻率的偶數(shù)倍頻相對應(yīng)，這是因?yàn)閺较螂姶帕Φ念l率為供電頻率的偶數(shù)倍。當(dāng)采用轉(zhuǎn)子分段錯極的結(jié)構(gòu)后，電機(jī)的振動加速度值顯著下降，由于徑向電磁力在低頻段削弱效果并不明顯甚至略有增加，因此機(jī)殼表面的振動加速度在低頻段也略有增加；當(dāng)同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙后，電機(jī)的振動加速度水平進(jìn)一步下降，并且低頻段的振動加速度值相比未優(yōu)化時也有明顯下降。由此可見，同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極，可以顯著削弱電機(jī)的電磁振動。

圖9為利用有限元仿真計(jì)算得到的未優(yōu)化、轉(zhuǎn)子分段錯極、同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙3種結(jié)構(gòu)電機(jī)的噪聲聲壓級對比。

圖9 聲壓級對比Fig.9 Comparison of sound pressure level

聲壓級的峰值點(diǎn)與機(jī)殼表面振動加速度的峰值點(diǎn)頻率一一對應(yīng)，并且機(jī)殼表面振動加速與聲壓級呈正相關(guān)。當(dāng)采用轉(zhuǎn)子分段錯極后，電機(jī)最大的聲壓級從59.93 dB下降到54.07 dB，下降幅度為9.8%；當(dāng)同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙后，電機(jī)的最大聲壓級下降到42.66 dB，下降幅度為28.8%。同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙進(jìn)一步削弱電機(jī)振動噪聲。

3.3 轉(zhuǎn)子強(qiáng)度驗(yàn)證

由于本文對電機(jī)轉(zhuǎn)子采用了非均勻氣隙的結(jié)構(gòu)優(yōu)化方式，改變了電機(jī)轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，因此需要對電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)度校核。在電機(jī)高速運(yùn)行過程中，電機(jī)轉(zhuǎn)子主要受離心力的作用[10]，利用有限元仿真軟件計(jì)算電機(jī)在最高轉(zhuǎn)速（9 000 r/min）工況下的離心力。圖10為在最高轉(zhuǎn)速工況下電機(jī)轉(zhuǎn)子的等效應(yīng)力云圖。

圖10 轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布Fig.10 Distribution of rotor stress

由轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布圖可得，轉(zhuǎn)子的最大等效應(yīng)力為167.78 MPa，轉(zhuǎn)子鐵心材料的屈服強(qiáng)度為405 MPa。轉(zhuǎn)子鐵心材料的屈服強(qiáng)度遠(yuǎn)大于電機(jī)在最高轉(zhuǎn)速條件下運(yùn)行時的最大等效應(yīng)力。因此，優(yōu)化后的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)機(jī)械強(qiáng)度滿足要求。

4 樣機(jī)實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證仿真分析模型的正確性，制造采用轉(zhuǎn)子分段錯極結(jié)構(gòu)的樣機(jī)。并在額定負(fù)載情況下，進(jìn)行電機(jī)噪聲測試實(shí)驗(yàn)。圖11為實(shí)驗(yàn)測試平臺。

圖11 實(shí)驗(yàn)平臺Fig.11 Experimental platform

圖12為噪聲測試實(shí)驗(yàn)得到的噪聲聲壓曲線，由于本文在進(jìn)行電機(jī)振動噪聲仿真計(jì)算時，只考慮電磁力作用在電機(jī)定子齒上產(chǎn)生的徑向輻射的噪聲，沒有考慮電機(jī)的機(jī)械噪聲、空氣動力學(xué)噪聲和電機(jī)其他方向輻射的噪聲，也沒有考慮因電機(jī)實(shí)際制造工藝限制，可能造成的轉(zhuǎn)子偏心等問題產(chǎn)生的噪聲。因此，實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果和仿真計(jì)算結(jié)果存在一定的偏差。但實(shí)驗(yàn)測試得到的噪聲峰值點(diǎn)對應(yīng)的頻率及變化趨勢與仿真計(jì)算結(jié)果基本一致，由此說明仿真分析計(jì)算模型及轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，可以作為電機(jī)減振降噪設(shè)計(jì)的參考。

圖12 噪聲聲壓級測試結(jié)果Fig.12 Test results of noise sound pressure level

5 結(jié)語

本文以一臺電動汽車驅(qū)動電機(jī)為研究對象，為削弱電機(jī)的電磁振動噪聲，樣機(jī)采取了轉(zhuǎn)子分段錯極的結(jié)構(gòu)優(yōu)化方式，推導(dǎo)出轉(zhuǎn)子分段錯極條件下徑向電磁力的表達(dá)式，分析了轉(zhuǎn)子分段錯極數(shù)和錯極角度對徑向電磁力的影響。為進(jìn)一步優(yōu)化電機(jī)的電磁振動噪聲，在轉(zhuǎn)子分段錯極的基礎(chǔ)上采用非均勻氣隙結(jié)構(gòu)削弱徑向電磁力，推導(dǎo)出氣隙長度隨偏心距變化的表達(dá)式，通過有限元仿真分析計(jì)算了不同偏心距條件下電磁力的諧波含量，選擇出削弱徑向電磁力效果最明顯的偏心距值。最后通過有限元仿真分析的方法驗(yàn)證優(yōu)化方式的有效性，并制造樣機(jī)進(jìn)行噪聲測試實(shí)驗(yàn)。研究結(jié)果表明，轉(zhuǎn)子分段錯極的方式可以改變徑向電磁力的時間諧波含量，選擇合適的轉(zhuǎn)子分段數(shù)及錯極角度可削弱徑向電磁力波，進(jìn)而削弱電磁振動噪聲；同時采用轉(zhuǎn)子分段錯極和非均勻氣隙的優(yōu)化方式對徑向電磁力削弱效果優(yōu)于只采用轉(zhuǎn)子分段錯極的優(yōu)化方式。但偏心距的大小選擇，需綜合考慮電機(jī)的電磁性能與機(jī)械強(qiáng)度等因素。