輪轂電機(jī)振動(dòng)噪聲抑制措施

安忠良, 于浩澤

(1.沈陽工業(yè)大學(xué) 國(guó)家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心,遼寧 沈陽 110020;2.沈陽工業(yè)大學(xué) 電氣工程學(xué)院,遼寧 沈陽 110020)

0 引 言

汽車的噪聲、振動(dòng)、不平順性被稱為汽車的NVH特性，是比較汽車工藝的一個(gè)綜合性特性[1]。

外轉(zhuǎn)子永磁同步電機(jī)(PMSM)具有輪轂電機(jī)需要滿足的效率高、占用空間低、質(zhì)量小、功率密度高和轉(zhuǎn)矩密度大等特點(diǎn)，成為電動(dòng)汽車最主要的驅(qū)動(dòng)裝置[2]。但也因車用電機(jī)體積小、轉(zhuǎn)矩高，電機(jī)徑向電磁力密度高，振速快，電磁噪聲大的缺點(diǎn)影響了汽車行駛的穩(wěn)定性和乘客乘坐的舒適性。因此，對(duì)電動(dòng)汽車用電機(jī)的振動(dòng)噪聲研究必不可少。

電磁源、機(jī)械源和氣動(dòng)源是電機(jī)噪聲的三大主要來源，對(duì)于低速直驅(qū)電機(jī)，電磁噪音是主要的噪聲來源。目前各專家學(xué)者對(duì)電機(jī)電磁振動(dòng)噪聲的研究方法主要有解析法、有限元法和試驗(yàn)法[3]。文獻(xiàn)[4]建立了外轉(zhuǎn)子軸向磁通輪內(nèi)電機(jī)(AFWM)的電磁振動(dòng)和噪聲解析模型，可以在較寬的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)快速有效地預(yù)測(cè)AFWM電機(jī)的電磁振動(dòng)和噪聲。文獻(xiàn)[5]以一臺(tái)外轉(zhuǎn)子PMSM為例，通過對(duì)比不同相對(duì)磁導(dǎo)率的導(dǎo)磁材料、極弧系數(shù)、槽口寬度等變量結(jié)合有限元軟件研究了這些變量對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響規(guī)律。文獻(xiàn)[6]研究了考慮多普勒效應(yīng)的外轉(zhuǎn)子輪內(nèi)電機(jī)(IWM)的電磁噪聲特性，得出多普勒效應(yīng)會(huì)在外轉(zhuǎn)子電機(jī)的高頻峰附近誘發(fā)額外的側(cè)頻分量的結(jié)論。文獻(xiàn)[7]以優(yōu)化電機(jī)電磁噪聲、提升氣隙磁密波形正弦度為目的，設(shè)計(jì)了無槽正弦繞組與雙層轉(zhuǎn)子方案。文獻(xiàn)[8]對(duì)一臺(tái)外轉(zhuǎn)子輪轂電機(jī)進(jìn)行仿真和噪聲試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)割縫效應(yīng)產(chǎn)生的電磁力對(duì)總體噪聲的貢獻(xiàn)最為顯著。文獻(xiàn)[9]以一臺(tái)外轉(zhuǎn)子高速電機(jī)為研究對(duì)象，進(jìn)行了模態(tài)分析計(jì)算，得到了模態(tài)特性與振動(dòng)特性，并用試驗(yàn)對(duì)模態(tài)仿真結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。文獻(xiàn)[10]不改變槽面積和定子外徑，對(duì)定子槽進(jìn)行優(yōu)化，使定子固有頻率增加以減少或消除結(jié)構(gòu)共振的嚴(yán)重影響。

目前研究對(duì)電機(jī)的振動(dòng)噪聲產(chǎn)生的理論分析較多，但給出的抑制措施通常會(huì)犧牲電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩，降低了電機(jī)的轉(zhuǎn)矩密度，這是輪轂電機(jī)不能接受的[11]。本文從極弧系數(shù)和定子齒上開輔助槽兩個(gè)方面，在保證電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩的前提下，改善電機(jī)的振動(dòng)噪聲特性。

1 輪轂電機(jī)電磁分析

本文以一臺(tái)額定功率為10 kW的輪轂電機(jī)為研究對(duì)象，其2D模型如圖1所示，基本參數(shù)如表1所示，基于有限元法，仿真計(jì)算分析輪轂電機(jī)的電磁性能。

圖1 輪轂電機(jī)2D模型圖

表1 電機(jī)參數(shù)表

圖2為不同極弧系數(shù)下，電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩波動(dòng)的曲線。共對(duì)比了0.60、0.66、0.72、0.78、0.84、0.90共6組方案。原方案極弧系數(shù)為0.78，輸出轉(zhuǎn)矩較低，轉(zhuǎn)矩波動(dòng)較大。

圖2 負(fù)載轉(zhuǎn)矩隨極弧系數(shù)變化曲線

分別對(duì)比單輔助槽、等寬雙輔助槽、不等寬雙輔助槽、等寬三輔助槽4種情況，擇優(yōu)選取電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩特性較好且電磁力波較小的方案。

1.1 徑向電磁力分析

輪轂電機(jī)在轉(zhuǎn)速較高或過載狀態(tài)運(yùn)行時(shí)，會(huì)產(chǎn)生更大的電磁噪聲，這主要是因?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)部的徑向、切向電磁力。大量研究已證明，徑向分量的幅值要遠(yuǎn)大于切向分量。因此在研究電機(jī)的振動(dòng)噪聲過程中，徑向電磁力一直是研究的主要對(duì)象。圖3為電磁力波示意圖。

電機(jī)的徑向電磁力密度表達(dá)式為[12]

(1)

式中：fr為電機(jī)的徑向力密度;μ0為真空磁導(dǎo)率;Bn、Bt分別為電機(jī)氣隙磁密的徑向與切向分量。

氣隙磁密切向分量極小，通常在研究中忽略切向分量的影響。

氣隙磁通密度可拆分為：轉(zhuǎn)子的永磁體磁密BR和定子的電樞反應(yīng)磁場(chǎng)Bs，忽略Bt的影響，Bn=BR+BS，式(1)可表示為

(2)

氣隙磁導(dǎo)λ與磁動(dòng)勢(shì)F的乘積如下：

B=λF

(3)

對(duì)應(yīng)的定轉(zhuǎn)子氣隙磁動(dòng)勢(shì)與磁導(dǎo)如式(4)～式(6)所示：

(4)

(5)

(6)

將式(3)～式(6)代入式(2)中，可歸納出10極36槽的永磁體磁場(chǎng)和定子繞組的電樞反應(yīng)磁場(chǎng)產(chǎn)生的徑向力波的階數(shù)(vR±vS)p，頻率為(vR±1)f，f=41.67 Hz為電流基頻,如表2所示。

表2 徑向電磁力階次及頻率表

電機(jī)變形程度表達(dá)式可以簡(jiǎn)化為式(7)：

(7)

式中:Ar為電機(jī)的振動(dòng)變形狀態(tài)；Pr為電磁力諧波幅值；r表示電磁力波的階數(shù)。

由式(7)可知,電磁力波空間分量的階次越低，對(duì)電機(jī)的電磁噪聲的影響越大，同時(shí)階次對(duì)振動(dòng)的影響要大于幅值，越是低階越應(yīng)關(guān)注。

1.2 電機(jī)電磁有限元分析

圖3為電機(jī)額定負(fù)載狀況下，徑向電磁力密度(簡(jiǎn)寫為Frad，下同)的時(shí)空波形圖，對(duì)其進(jìn)行傅里葉分解，得到不同時(shí)空狀態(tài)下，分量的幅值，如圖4所示。從圖4可以看出，對(duì)其分布規(guī)律大體與表2的預(yù)測(cè)一致，且(0,4f)、(10,4f)、(10,6f)等在圖中標(biāo)注的分量幅值較高。在1.1節(jié)中已經(jīng)說明階次對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響更大，一般只需關(guān)注低階次高幅值的Frad。

圖3 負(fù)載狀態(tài)下徑向電磁力密度波形圖

圖4 負(fù)載徑向電磁力密度時(shí)空分解圖

圖5為不同極弧系數(shù)下，F(xiàn)rad幅值的對(duì)比。可以看出，極弧系數(shù)為0.72時(shí)，F(xiàn)rad的幅值低于電機(jī)原設(shè)計(jì)方案，由99 500 N/m2降低到了98 800 N/m2，降比幅度為4.5%。

圖5 不同極弧系數(shù)的Frad幅值對(duì)比

定子齒頂開輔助槽會(huì)使外轉(zhuǎn)子PMSM磁路變化，輔助槽的尺寸會(huì)影響電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩特性和振動(dòng)噪聲特性。將輔助槽的尺寸和定子槽開口大小做對(duì)比，探究其對(duì)外轉(zhuǎn)子PMSM的振動(dòng)噪聲特性影響。圖6為四種輔助槽方案的2D模型。

圖6 4種輔助槽2D模型示意圖

首先對(duì)比單輔助槽方案，控制槽口深度與電樞槽口深度都為1.5 mm，掃描輔助槽的寬度。根據(jù)槽口寬度2.5 mm，掃描范圍為2.5～7.5 mm，步長(zhǎng)為1.25 mm。表3為不同槽口寬度下，F(xiàn)rad的幅值對(duì)比。從表3中可以看出,輔助槽寬度為6.25 mm時(shí)，徑向電磁力波幅值最低，為1 956 N/m2。這是由于輔助槽增加了電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩的周期數(shù)，也變相增加了電磁力波的周期數(shù)，使得傅里葉分解后的低階幅值降低。

表3 不同槽口寬度對(duì)比

進(jìn)一步研究外轉(zhuǎn)子PMSM的振動(dòng)噪聲優(yōu)化問題。針對(duì)兩種雙輔助槽，深度同樣設(shè)置為1.5 mm，與電樞槽深度一致。等寬雙輔助槽中，一個(gè)輔助槽的寬度范圍為1～4 mm，步長(zhǎng)為0.5 mm。表4為等寬雙輔助槽方案2階Frad的對(duì)比。從表4可以看出，一個(gè)輔助槽為3 mm的情況下，傅里葉分解后的2階Frad幅值最小，為1 953 N/m2。

表4 等寬雙輔助槽對(duì)比

在保證雙輔助槽寬度之和為6 mm的情況下，對(duì)不對(duì)稱雙輔助槽進(jìn)行仿真分析。將圖片右側(cè)的輔助槽寬度作為參數(shù)化掃描對(duì)象1 mm，則另一側(cè)為(6-1) mm,保證寬度之和為6 mm。表5為不等寬雙輔助槽傅里葉分解后的2階Frad對(duì)比。從表5可以看出，右側(cè)槽寬度為1.5 mm，左側(cè)槽寬度為4.5 mm的2階Frad幅值最低，為1 897 N/m2。

表5 等寬雙輔助槽對(duì)比

最后對(duì)比等寬三輔助槽的情況，分別對(duì)比了槽寬為1.0 mm、1.5 mm、2.0 mm和2.5 mm 4種情況，表6為傅里葉分解后2階Frad的幅值對(duì)比。從表6可以看出，輔助槽寬度為1.5 mm時(shí)，傅里葉分解后的2階Frad幅值最低，為2 046 N/m2。

表6 等寬三輔助槽對(duì)比

綜合對(duì)比了4種輔助槽方案，選取槽寬分別為1.5、4.5 mm的不對(duì)稱雙輔助槽，再綜合極弧系數(shù)為0.72的方案，對(duì)電機(jī)進(jìn)行優(yōu)化仿真。圖7為電機(jī)綜合優(yōu)化前后的負(fù)載輸出轉(zhuǎn)矩曲線對(duì)比。從圖7中可以看出,綜合優(yōu)化后，平均轉(zhuǎn)矩為199.6 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)比率降低至1.2%。優(yōu)化提升了電機(jī)的性能與穩(wěn)定性。

圖7 綜合優(yōu)化前后輸出轉(zhuǎn)矩曲線對(duì)比

2 輪轂電機(jī)模態(tài)分析

對(duì)電機(jī)的結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析是判斷電機(jī)能否在運(yùn)行狀態(tài)下發(fā)生共振的重要方式。本文針對(duì)外轉(zhuǎn)子PMSM的特殊性，對(duì)外轉(zhuǎn)子PMSM的永磁體、轉(zhuǎn)子軛部和外殼進(jìn)行模態(tài)仿真計(jì)算。圖8為電機(jī)模態(tài)前4階的振型云圖。表7為不同階次模態(tài)下的固有頻率。

圖8 前4階模態(tài)振型云圖

表7 模態(tài)固有頻率表

模態(tài)計(jì)算結(jié)果表明：該外轉(zhuǎn)子PMSM模型固有頻率較高，與低次電磁力波的時(shí)間分量對(duì)應(yīng)頻率進(jìn)行對(duì)比，并無較為接近的頻率段。說明本文所研究的外轉(zhuǎn)子PMSM不會(huì)與高幅值的低次電磁力波產(chǎn)生共振。

3 輪轂電機(jī)振動(dòng)分析

將Maxwell中計(jì)算好的徑向電磁力密度作為激勵(lì)源與Workbench中的諧響應(yīng)模塊進(jìn)行耦合分析，將激勵(lì)源作用在永磁體上。諧響應(yīng)模塊中的模型如圖9所示。

圖9 輪轂電機(jī)諧響應(yīng)模塊模型

在振動(dòng)響應(yīng)中，振動(dòng)幅值與激振力波幅值成正比，低次諧波的幅值較大容易引起振動(dòng)。但是當(dāng)特定階激振力波的頻率與對(duì)應(yīng)模態(tài)的固有頻率相接近時(shí)，即使力波幅值很小也會(huì)引起較大的振動(dòng)響應(yīng)。額定負(fù)載狀態(tài)下的優(yōu)化前后振動(dòng)加速度曲線對(duì)比如圖10所示。在375 Hz、583 Hz和916 Hz的位置出現(xiàn)了波峰，預(yù)計(jì)噪聲曲線波峰會(huì)出現(xiàn)在該頻率附近。可以看出，優(yōu)化后，峰值振動(dòng)加速度由7.66 m/s2降為5.45 m/s2，降低了28%，可見優(yōu)化后對(duì)電機(jī)外殼的振動(dòng)達(dá)到了抑制作用。

圖10 優(yōu)化前后振動(dòng)加速度對(duì)比

圖11 噪聲場(chǎng)云圖

4 輪轂電機(jī)噪聲分析

對(duì)電機(jī)的聲場(chǎng)進(jìn)行仿真。電機(jī)側(cè)面作為徑向電磁力作用的主要轉(zhuǎn)播方向，應(yīng)著重觀察。做一個(gè)圓環(huán)狀空氣域,額定負(fù)載狀態(tài)下的聲場(chǎng)仿真結(jié)果如圖11所示。在聲場(chǎng)中取一觀測(cè)點(diǎn)，該點(diǎn)的優(yōu)化前后聲壓級(jí)曲線對(duì)比如圖12所示。額定負(fù)載狀態(tài)下，噪聲峰值主要出現(xiàn)在375 Hz、583 Hz和916 Hz附近，與前文中的預(yù)測(cè)保持一致。從圖12可以看出，優(yōu)化后，電機(jī)的噪聲下降，且待重點(diǎn)關(guān)注頻率處的噪聲下降明顯，峰值噪聲從65.5 dB(A)下降到54.2 dB(A)，降幅為原來的17%，優(yōu)化效果明顯。

圖12 優(yōu)化前后噪聲曲線對(duì)比

5 結(jié) 語

本文分析了一臺(tái)10 kW的輪轂電機(jī)的振動(dòng)噪聲特性，從電機(jī)的徑向電磁力入手，以極弧系數(shù)和在定子齒上開設(shè)輔助槽為目標(biāo)，基于有限元仿真軟件計(jì)算了電機(jī)負(fù)載狀態(tài)下的電磁振動(dòng)噪聲，并得到了如下結(jié)論：

(1) 外轉(zhuǎn)子電機(jī)極弧系數(shù)的改變導(dǎo)致徑向電磁力幅值先減小后增大，但是增加的幅度越來越慢。在定子齒表面開設(shè)輔助槽可以增加電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩的周期數(shù)，進(jìn)而達(dá)到削弱2階Frad的效果。采用不對(duì)稱的雙輔助槽可以保證了電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩不被犧牲，有效抑制了轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，同時(shí)對(duì)電機(jī)的振動(dòng)噪聲抑制效果最佳。

(2) 綜合優(yōu)化后，本文研究的輪轂電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩提升，優(yōu)化后的平均轉(zhuǎn)矩為199.6 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)比率降低至1.2%；振動(dòng)噪聲特性得到明顯抑制，峰值振動(dòng)加速度由7.66 m/s2降為5.45 m/s2，降低了28%；峰值噪聲從65.5 dB(A)下降到54.2 dB(A)，降幅為原來的17%，優(yōu)化效果明顯。

本文研究針對(duì)輪轂電機(jī)電磁噪聲的綜合仿真，能在電機(jī)設(shè)計(jì)的初始階段計(jì)算電機(jī)的振動(dòng)噪聲特性，對(duì)于減少輪轂電機(jī)的研發(fā)時(shí)間，改善電動(dòng)汽車的NVH特性有一定的幫助。