基于ANSYS和SYSNOISE的電機噪聲仿真分析方法

崔淑梅， 于天達， 宋立偉

(哈爾濱工業大學電氣工程及自動化學院，黑龍江哈爾濱150001)

0 引言

電機氣隙磁場引起的電磁激振力作用于電機結構會導致電機振動，形成聲波輻射。結構振動聲輻射問題的分析方法主要有解析法和數值法兩大類。采用解析法計算電機噪聲輻射時，通常將其近似等效為平面輻射器、無限長圓柱形輻射器或球形輻射器［1－2］。然而，實際電機結構復雜，這種方法誤差較大，也不能精細地分析與優化電機。數值法可解決復雜結構的計算問題［3－5］。

ANSYS是基于有限元法的一個分析軟件，可以分析電機的電磁學特性和熱力學特性，也可進行結構振動分析，但用于電機的噪聲分析時，只能得到振動特性，不能進一步得到電機的聲響特性。尤其是實驗一般測得的是電機聲響特性，仿真結果不能直接與實驗結果相對應，需要進一步處理。SYSNOISE是一個專業振動與聲學分析軟件，可以直接得到聲響特性，目前其主要應用于船舶、管道等領域［6－8］。

SYSNOISE善于處理復雜結構的振動聲學問題，但沒有有限元和邊界元網格生成前處理功能;ANSYS善于進行網格前處理以及結構振動分析。因此進行復雜結構噪聲數值分析時，就需要采用ANSYS和SYSNOISE進行聯合仿真，如文獻［9］研究了處理彈性結構水下振動和聲輻射問題時ANSYS和SYSNOISE之間的數據接口技術，文獻［10］將兩軟件聯合成功地對魚雷振動及聲學特性進行了分析。

由于電機與上述兩系統的結構和激振力產生原因不同，因此，以一臺永磁直流電機為例，從電機有限元模型的建立、電磁激振力的計算、模型網格導入、邊界條件的加載幾個方面，研究將ANSYS和SYSNOISE聯合進行電機噪聲數值分析的具體方法。

1 基于SYSNOISE電機噪聲分析方法

以某汽車發動機冷卻風扇用4極20槽150 W永磁直流電機為例，探討結合ANSYS和SYSNOISE軟件平臺進行聲輻射仿真分析的方法。

1.1 分析流程

采用SYSNOISE和ANSYS進行聲學計算分析的流程如圖1所示。

1)在ANSYS中進行三維建模，并用實體單元(Solid 186)和殼單元(shell 91)進行網格劃分，保存為*．cbd文件。

2)在ANSYS中進行結構的諧響應分析，將 振動位移數據保存為*．fre文件。

3)將網格模型(*．cbd)和結構振動邊界條件(*．fre)導入SYSNOISE，并設置自由邊界條件、流體屬性，求解頻率范圍和步長。

4)聲學響應求解。

圖1 ANSYS與SYSNOISE聯合仿真流程Fig．1 The flowchart of co-simulation in ANSYS and SYSNOISE

1.2 模型建立方法

在圖1所示的仿真流程步驟1)中采用實體單元網格劃分技術，而邊界元不能采用實體單元，因此必須對原有限元模型進行適當處理才可轉化成相應的聲學邊界元模型;考慮到步驟2)中計算得到的電機的振動頻響特性，在聲學計算中要作為 SYSNOISE聲學邊界元模型的輸入邊界激勵條件加入，因此將有限元模型進行抽殼處理，并對整機結構外聲場計算結果影響較小的局部特征(如部分附件、螺栓孔、機殼內永磁體等)進行進一步簡化，但節點不進行任何處理，以保持有限元模型與邊界元模型節點的一致性，從而保證數據導入的正確性。另外，在邊界元的噪聲輻射計算中，單元的細化程度由結構總體尺寸和聲學流體域中預計算得到的最高頻率數值決定，所選單元特征尺寸必須小于由最高關心頻率所決定的聲波波長的1/6時，聲學量結果的計算精確度方可滿足要求［6］。綜合考慮計算可以達到的精確度、建模的復雜程度以及求解成功的可能性，本文中機殼選用四邊形單元，端蓋選擇三角形單元實現邊界元網格模型的離散，并確定聲邊界元網格所取的單元長度最大為5 mm，以保證所要分析的模型頻率精確度控制在661 Hz以下。

圖2(a)為整機實體模型，圖2(b)為結構有限元分析中簡化的有限元模型，圖2(c)為經抽殼、單元翻轉等操作后的邊界元模型。邊界元模型共有節點8 928個，單元3 436個，邊界元模型能夠滿足高頻計算的要求。

圖2 聲輻射分析模型的建立Fig．2 Establishment of model for acoustic radiation

1.3 邊界條件施加方法

作用在永磁直流電機上的激振力所產生的位移響應通過ANSYS計算得到。所分析的小型永磁直流電機的噪聲主要由電磁激振力產生，其來源有徑向電磁力、轉矩脈動和不平衡磁拉力，其中徑向電磁力主要是由定子主波磁場與轉子齒諧波磁場產生;轉矩脈動為永磁體與電樞齒間相互作用力的切向分量的波動以及繞組感應電流紋波所引起;不平衡磁拉力主要由裝配誤差所致，通常通過工藝手段可以控制在允許的范圍內，與前兩項相比較小，計算時暫不考慮。

通過分析可知，4極20槽150 W永磁直流電機徑向電磁力和脈動轉矩的主要諧波次數為20次、40次和60次，其中20次諧波成分最大，而且齒槽轉矩諧波幅值與轉速無關，而電磁轉矩諧波幅值隨轉速正比下降，電磁轉矩各次諧波與齒槽轉矩相應諧波發生矢量疊加，導致20次諧波彼此增強，成為主要成分。電機電磁力的20次諧波作用在結構上產生振動變形為4階，圖3為電磁力諧響應分析所得的振動云紋圖。

圖3 電機振型的有限元仿真結果Fig．3 FEM results of mode shapes for the motor

將ANSYS分析所得的位移邊界條件通過SYSNOISE預設的與有限元軟件間的接口導入邊界元計算模型中，即完成了主要邊界條件的施加。但SYSNOISE能夠識別的數據格式與有限元計算結果存在一定的差別，需要編制格式轉換程序將響應計算結果轉換為SYSNOISE能夠識別的數據文件。圖4為格式轉換程序框圖。SYSNOISE會根據有限元和邊界元網格間的關系，利用轉換后的數據文件自動探測耦合表面，實施正確的模型邊界條件傳遞，這樣便實現了ANSYS與SYSNOISE的接力分析。

圖4 數據文件轉換程序框圖Fig．4 Program flowchart of file conversion

2 仿真計算及結果分析

圖5 機殼表面振速(430 Hz)Fig．5 Vibration speed of shell surface(430 Hz)

建立上述邊界元模型并施加邊界條件后，就可以利用SYSNOISE軟件計算電機的聲學特性。圖5為電機機殼表面振速云紋圖，表示機殼表面振動速度的分布情況。圖6(a)為球面空間的聲壓云紋圖，通過圖6(a)可以得到電機在其周圍空間噪聲輻射的分布情況。計算所選場點為圖6(b)所示的球心位于電機機殼結構中心，半徑為0.1 m的球面場點。然后可以求取圖中任何一點的聲壓頻響函數。圖7為圖6(a)中場點122處的聲壓頻響函數，通過圖7可以得到電機在其額定轉速范圍內變化時的噪聲輻射情況。聲學頻響分析中采用窄頻程，計算頻率為133～661 Hz，步長為33 Hz(對應電機轉速為400～2 000 r/min，步長為100 r/min)。

圖6 場點網格模型及聲壓(430 Hz)Fig．6 Mesh model and acoustic pressure of field point(430 Hz)

圖7 場點122處頻響函數Fig．7 Frequency response function of field point 122

3 實驗驗證

實驗在半消聲室中進行，噪聲測試裝置為BK2238噪聲計和南京安正CRAS信號分析系統。為了減少計算時間，仿真時建立的是半徑為0.1 m的球面并計算該面上的噪聲值，實驗時測試的也是距離中心0.1 m的相應點。實驗中使電機分別在400～2 000 r/min(步長為100 r/min)的各轉速工作點上穩定旋轉，測試得到了各轉速點的噪聲頻譜。

利用所建立的仿真方法，計算電機的的噪聲頻譜，圖8為舉例點600 r/min(對應430 Hz)時的情況。求出20次電磁力波所激發的噪聲幅值，將各轉速點所對應的20次電磁力波所激發的噪聲幅值綜合到一起，即可得到電機在額定轉速范圍內變化時噪聲的實際輻射情況，如圖9所示。與仿真結果相比，實測值與仿真結果存在一定的誤差，最大相對誤差為8.5%。產生誤差的主要原因為:電機在實際運行中20次力波除了含有文中所給定的徑向電磁力以外還有齒槽轉矩等力波成分;另外，實驗所測得的噪聲數據中還包含電刷的機械換向噪聲等噪聲成分。總體上聲場計算結果是可靠的，聲場計算結果可為工程設計所接受。

圖8 600 r/min時噪聲頻譜圖Fig．8 Noise spectrogram at 600 r/min

圖9 不同轉速下噪聲實測與仿真結果對比Fig．9 The comparison of experiment and simulation

4 結語

本文研究了利用ANSYS與SYSNOISE聯合進行永磁直流電機全三維整體模型振動聲學數值計算的方法。建立了基于有限元技術的結構動力計算模型，提取了基于邊界元技術的噪聲預測模型，給出了能將動力響應計算結果轉換為SYSNOISE可識別的數據文件的轉換方法。計算輸出了機殼表面振速云紋圖、場點聲壓云紋圖和場點聲壓的頻響函數，聯合仿真直接給出了噪聲頻譜和噪聲輻射結果。通過仿真結果與實驗結果對比，得到最大相對誤差為8.5%，計算精確度滿足了工程設計需要。

該方法既利用了ANSYS較容易建立電機結構模型，得到振動特性的優點，又發揮了SYSNOISE可以快速得到聲響特性的優勢，加快了計算速度，仿真結果亦直觀，方便與實驗結果相比較。

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