車用爪極發電機電磁振動影響因素研究

李志波，楊 依，王映品，3，陳昌平，李功捷，鐘承堯

(1.海南師范大學 物理與電子工程學院，?？?571158；2.一汽海馬汽車有限公司，?？?570216；3.海南省激光技術與光電功能材料重點實驗室，海口 571158)

0 引 言

車載爪極交流發電機噪聲通常包含機械噪聲、空氣噪聲和電磁噪聲[1]；機械噪聲和空氣噪聲通過學者和工程師的努力研究，已能較好應對。爪極交流發電機電磁噪聲由于涉及到電磁力學、結構力學、聲學和材料特性，傳播路徑復雜，未能進行充分研究，特別是整車主機廠往往難于應付。

近年來，已有部分高校和企業聯合對車載發電機電磁噪聲進行了部分研究。Mohamed S等利用數值仿真方法計算電動機定子每齒段的電磁力；將電磁力耦合到結構，計算出結構振動；用結構振動計算出輻射噪聲；最后進行部分降噪優化研究[2]。吳雙龍等提出了一種新的數值仿真計算方法來計算爪極式交流發電機的電磁振動和噪聲[3]。韓偉等用有限元法計算了定子的振動模態和固有頻率，最后與實驗結果進行比較，計算結果和實驗結果符合性較好[4]。趙汝炫等建立了車用交流發電機仿真模型，計算出電磁力，與結構耦合，計算出結構振動情況，再通過結構振動計算出輻射噪聲，與實際測試結果吻合度較高，但沒有對電磁噪聲的影響因素進行研究[5]。閆榮格等研究了定子磁致伸縮效應對感應電機振動影響[6]。張冉等研究了偏心氣隙距離與電磁力波徑向振幅的關系，指出設計合適的偏心磁極，可以有效地改善電磁振動和噪聲[7]。唐貴基等人分析了徑向氣隙偏心對汽輪發電機轉子徑向不平衡磁拉力及其振動特性的影響[8]。左曙光等研究了轉子結構，特別是爪極形狀對電磁噪聲的影響[9]。在以上理論研究的同時，部分學者也進行了相應的實驗研究工作。吳雙龍等對電機噪聲的聲源進行了識別與分析，系統地梳理了發電機各種噪聲與電機結構的關系，針對電磁噪聲部分得出其諧波頻率是6kf(k=1，2，3，…)，f為電機轉速基本頻率，實測得出36階電磁噪聲貢獻量較高，未進行電磁噪聲影響因素分析[10]。劉星等通過改變電機負載大小，實驗得到負載對電磁噪聲的影響規律[11]。Andrea C等得出定子齒槽轉矩振動是電機噪聲主要因素的結論，并設計了1種電機冷卻模型和2種永磁體形狀進行噪聲測試驗證，以比較評估電機重新設計的潛在優點，通過測試驗證了新的設計可以降低噪聲，但是電機性能存在不可忽視的下降[12]。符為榕等在定子與機殼之間增加阻尼材料，降低了電機本體的36階振動[13-15]。

綜上，對電機電磁振動噪聲主要從電機徑向力、電磁力、定子磁致伸縮、定子固有頻率等方向來進行研究。在電磁力方向主要根據麥克斯韋方程組進行數值分析，對影響因素研究較少，針對電機實際安裝下進行的實驗驗證更少。本文推導出電磁力解析模型；分析4種因素對電磁力幅值的影響規律；裝配相應參數電機進行實驗驗證；得出這些因素對電機機體電磁振動的影響規律，對降低電機電磁噪聲有一定的指導意義。

1 電磁力解析模型

電磁振動是由于在定、轉子氣隙空間內交換的磁場產生的一個空間旋轉力波，該力波使得定子和轉子發生振動變形，振動傳遞到電機殼體上，從而輻射出的噪聲。它與電機氣隙內的諧波磁場以及由此產生的電磁力波幅值、頻率和級數，以及定子本身的振動特性，如固有頻率、阻尼、機械阻抗、定子與殼體的連接方式均有密切關系[1]。

電磁振動是在電磁力激勵下的電機結構振動產生，因此可以通過電磁力的階次來判斷電磁振動的階次，用電磁力的模型來分析引起電磁振動幅值的影響因素。當分界面上無電流片時，根據麥克斯韋應力張量法[13]可以得到單位面積張力的大小：

(1)

式中：Br是氣隙中徑向磁感應強度；Bt是切向磁感應強度，由于切向磁感應強度遠小于徑向磁感應強度，在此省略；μ0是真空磁導率。

由電機學中的磁路歐姆定律可知：

(2)

式中：Φ是磁通；S是垂直于磁感應強度的面積；F1是氣隙磁動勢；Λ是氣隙磁路磁導。

假設磁路中導磁材料的磁阻遠小于氣隙磁阻，磁動勢主要消耗在氣隙上，得：

F=N1i1±N2i2≈F1

(3)

式中：F是磁路磁動勢；i1，i2是轉子線圈和定子線圈電流；N1,N2是轉子線圈和定子線圈的匝數。將轉子線圈和定子線圈電流用傅里葉級數展開，得到：

(4)

(5)

將式(4)，式(5)代入式(3)得到：

(6)

式中：Aν是定子磁動勢第ν次諧波幅值；Αμ是轉子磁動勢第μ次諧波幅值；p為電機極對數；ωm為機械角速度；t為時間；α為空間機械角度。

由于氣隙磁導是時間和空間的函數，其空間分量不影響時間分量的頻率，故只考慮時間分量部分[10]。氣隙磁導用傅里葉級數展開(忽略高階分量)，得以下公式：

(7)

式中：Ak是氣隙磁導第k次諧波幅值。

將式(2)、式(6)、式(7)代入式(1)，推導出：

cos[(k1+k2)±2pωmt-(k1±ν1+k2?ν2)pα]+

cos[(k1±μ1+k2±μ2)pωmt-(k1±μ1+k2?μ2)pα]+

sin[(k1±1-k2?μ)pωmt-(k1±ν-k2?μ)pα]}}

(8)

由式(8)可知，爪極發電機的電磁力是時間和空間的函數，電磁力頻率只與時間項有關，推導出爪極發電機的徑向電磁力頻率：

f=(k1±k2±μ)pfr

(9)

式中：k1，k2，μ都取正整數；fr是電機旋轉頻率;p為極對數,p=6，因此電磁力頻率為電機轉速頻率的6k倍。

2 各種因素對電磁振動幅值影響分析

2.1 電機負載對電磁力幅值的影響

由式(8)可知，電磁力的幅值受到定子磁動勢幅值Aν影響，Aν越低，電磁力幅值越低。

由式(4)、式(5)、式(6)可知，Aν與電機定子線圈繞組匝數和流過線圈的電流成比例關系。電機線圈匝數通常是固定不變的，降低電機負載即相當于降低定子電流幅值Iν，進而降低Aν，因此可以通過降低電機負載來減小電磁力幅值。

2.2 定轉子偏心距對電磁力幅值的影響

由式(8)可知，電磁力幅值受到氣隙磁導幅值Ak的影響，Ak越低，電磁力幅值越低。如圖1所示，考慮電機定子和轉子的偏心距為δ。

圖1 發電機氣隙偏心

由圖1可知，不同轉角處的偏心距g(θ,t)≈g[1+δcos(ωt)]，因此，氣隙磁導：

(10)

式中：g是轉子與定子間的氣隙平均距離；C是非氣隙偏心參數外的影響因素。由式(10)可知，減少δ，氣隙磁導減小。由式(7)可知，氣隙磁導減小，氣隙磁導第k次諧波幅值Ak減小，電磁力幅值減小。

2.3 爪極形狀對電磁力幅值的影響

由式(8)可知，電磁力幅值受到轉子磁動勢幅值Aμ的影響，Aμ越低，電磁力幅值越低。

由式(6)可知，電機的轉子磁動勢Fr：

(11)

一對爪極表面勵磁磁動勢的空間分布如圖2所示。

圖2 轉子磁動勢

由圖2中的幾何關系可以得到：

(12)

(13)

將轉子磁動勢按照傅里葉級數展開,得到：

(14)

由式(11)～式(14)可知，改變爪極的極尖尺寸b1和極根尺寸b2能夠影響Aμ。極根尺寸保持不變，bN-bS的值隨著極尖寬度的增加而減小。

現有爪極形狀極尖寬為7.0 mm，極根寬為29.2mm，將極尖尺寸從7.0mm增大到7.7mm，bN-bS的值由8.8降低到8.52，使得轉子磁動勢幅值Aμ減小，進而可以降低電磁力幅值。

3 爪極發電機機體電磁振動測試

3.1 爪極發電機

本文研究的是搭載在某1.5 T發動機上的JFZ1A33三相電機，其基本結構如圖3所示。

圖3 爪極發電機結構圖

該電機主要由爪極轉子、定子、前后端蓋、前后冷卻風扇、電力變換模塊、機體和皮帶輪組成。其中轉子通過軸承支撐在前后端蓋上，殼體和前后端蓋都有通風口。該型號發電機定子有36個槽，用于安放電樞繞組，轉子有6對爪極，前風扇11個葉片，后風扇有11個葉片。

電路原理圖如圖4所示。采用三相橋式全控整流電路，該電路輸出電壓一周期脈動6次，每次脈動的波形都一樣，是6 脈沖波整流電路。

圖4 爪極發電機電路圖

3.2 實驗

本次研究裝配了5臺樣機進行測試。樣機零部件相關尺寸性能參數經過挑選測試后組裝，樣機基本情況如表1所示。爪極形狀A極尖寬7.0 mm，極根寬29.2 mm；爪極形狀B的極尖寬度較形狀A增加了8%，極尖與極跟之間的形狀采用線性過渡。

表1 5臺樣機基本信息

測試圖片如圖5所示。在發電機機殼上安裝Kistler的加速度傳感器，采用朗德24通道采集設備，數據分析使用Artemis。

圖5 發電機振動測試臺架

測試工況選取了發動機怠速工況下電機的電磁噪聲振動情況。發動機怠速轉速(750±50) r/min；發電機到發動機轉速傳動比為2.55，因此發電機轉速選擇在1 900～2 000 r/min之間。測試過程如下：

1) 安裝1#電機，空載和滿載下測試，測試過程中記錄轉速，振動信號；

2) 改變負載量程分別為滿量程、80%量程、60%量程、40%量程,進行測試；

3) 更換不同同軸度的2#、3#電機進行測試；

4) 更換不同轉子動平衡的4#電機進行測試；

5) 更換不同爪極形狀的5#電機進行測試。

4 影響因素測試驗證

4.1 空載與滿載下電磁噪聲的確認

圖6是電機滿載和空載時電機機體的振動情況?？刂?#電機轉速為1 950 r/min、滿載進行測試，電機本體徑向振動加速度曲線在391 Hz，7 821 Hz，172 Hz處存在明顯振動峰值。電機轉速1 950 r/min，對應著轉子基本頻率為32.5Hz的12階，24階和36階，其中36階振動加速度值明顯偏高。控制其負載為空載，測試結果顯示各振動峰值消失。通過式(9)和圖6測試結果可以證明，滿載時振動加速度曲線的峰值就是電磁力導致的電機本體電磁振動。

圖6 1#電機滿載和空載時本體振動加速度

4.2 電機負載對電磁振動影響

改變電機負載，測試電機本體的振動情況如圖7所示。電磁力波引起的機體振動在36階頻率處隨著負載的減小而減小，電機負載從滿量程降低到40%量程時，產生的36階電磁振動幅值從2.78 m/s2降低到1.5 m/s2。根據車輛用電量信息，在考慮安全余量的情況下進行負載優化能夠有效降低電磁振動。控制負載輸出，相當于減小磁動勢的幅值，即減小式(8)的幅值Aμ和Aν來減少電磁力的幅值，降低電機機體電磁振動。

圖7 1#電機不同負載下機體振動加速度

4.3 定、轉子同軸度對電磁振動影響

圖8是不同定、轉子同軸度電機機體振動情況。從圖8可以看出，隨著同軸度的減小，36階電磁力波引起的振動有明顯的下降。同軸度從0.25 mm降低到0.18 mm，振動加速度從7 m/s2下降到2.8 m/s2；同軸度下降到0.11 mm，振動加速度下降1.6 m/s2。可見，同軸度在0.11～0.25 mm變化范圍內，定、轉子同軸度對發電機36階電磁振動幅值有明顯影響。減小定、轉子同軸度，即減小定子與轉子間的偏心距，可減小氣隙磁導的幅值Ak，進而減小電磁力幅值，降低電機機體電磁振動。

圖8 不同定、轉子同軸度下機體振動加速度

4.4 轉子動平衡對電磁振動影響

圖9是不同轉子動平衡電機機體振動情況?？梢姡D子前、后動平衡從1#電機的16.8 g·mm、13.7 g·mm變化到4#電機的7.8 g·mm、8.7 g·mm，在12階處振動加速度有明顯減小，但是在36階振動加速度有增加。可能有兩個方面原因導致這樣的結果：一是不平衡量沿轉子軸向的分布是不確定的，4#電機轉子的不平衡質量在36階振型的波腹位置，機械激勵力與電磁激勵力耦合疊加影響導致；二是裝機測量參數有限，存在其它影響因素或是裝機原因，需要進一步研究。在現有供應商生產能力下的轉子動平衡調整范圍內，其對電機本體振動加速度的減小貢獻量不大。

圖9 不同轉子動平衡下機體振動加速度

4.5 爪極形狀對電磁振動影響

圖10是不同爪極形狀的電機機體振動加速度。在1#樣機尺寸上增加爪極極尖的寬度得到5#樣機，電機機體36階振動加速度度峰值明顯降低，峰值幅值從2.8 m/s2降低到1.7 m/s2。這樣范圍內的變動，對發電機的其它性能影響較小，硬件變動不大，在對模具進行調整后能夠快速實現量產。爪極結構的改變主要影響勵磁磁動勢的分布，爪極極尖尺寸的變化改變了爪極之間的間隙，影響式(8)中的Aμ，降低電磁力幅值來減小電磁振動。爪極結構同時也影響著勵磁磁場波形與幅值，進而影響到發電機的發電輸出性能。極尖尺寸的增大能夠減小徑向電磁力幅值，也需要考慮其改變對電機發電性能的影響。后期考慮制作不同極尖尺寸的樣件進行實驗研究。

圖10 不同爪極形狀機體振動加速度

5 結 語

1) 爪極式發電機的電磁力波諧頻率為6kf，發電機機體產生6kf頻率的電磁振動時，本電機測試結果存在較為明顯的12階，24階和36階振動，其中36階振動最為嚴重。

2) 電機負載、定子與轉子同軸度和爪極形狀對機體36階電磁振動有顯著影響。電機轉子動平衡對電機36階電磁振動影響不明顯。

3) 電機機體36階振動噪聲的降低可以通過控制電機負載，定子與轉子同軸度和爪極形狀3個方面進行優化調整來得到有效控制。