基于永磁體磁疇聚向排列的永磁同步電機振動噪聲優化

楊偉濤,吳鳳海,王 杰

(惠而浦(中國)股份有限公司, 合肥 230088)

0 引 言

永磁同步電機具有功率密度高、過載能力強、控制特性好、運行平穩且高效節能等優點,在家用電器、航空航天、艦船潛艇、武器裝備等領域廣泛應用。隨著科學技術的發展,人民生活水平的提高,以及節能降噪等政策的實施,永磁同步電機的上述優點已無法滿足現有市場的需求,因此對振動和噪聲的研究已經成為現有電機研究、設計和使用所關注的熱點。

永磁同步電機振動與噪聲的來源、機理和變化規律復雜,涉及多學科的理論與技術。電機的噪聲主要來源包括空氣動力學噪聲、流體噪聲、機械噪聲與電磁噪聲。本文主要研究電磁噪聲,其主要是由作用在鐵心上的時變電磁力密度波激發定子振動引起,這種電磁力密度波是實現機電能量轉換的核心,電機轉子的振動響應機理較為復雜,因此電磁噪聲問題較其他噪聲問題更難解決。

本文通過仿真計算、理論分析兩種方式對永磁同步電機的振動和噪聲進行了深度的刨析,并給出了影響電機電磁振動和噪聲的電磁力密度波時間階次和空間階數以及具體的磁密諧波次數,為精準優化電機的電磁振動和噪聲提供了明確的方向和目標。本文還通過永磁體磁疇聚向排列結構,在不改變產品任何尺寸結構的情況下,實現了對表貼式外轉子永磁同步電動機的振動和噪聲優化,并且實現了電機材料成本的降低。

1 電機方案介紹及待優化項目

現有電機為一款滾筒洗衣機用直驅外轉子永磁同步電動機,采用27槽36極槽極比,其他具體參數如圖1所示。

圖1 外轉子永磁同步電動機結構與參數

由圖1可以看出,現有電機采用了磁鋼修形的方式來提高轉子永磁磁場的正弦度,減少諧波含量,進而達到降低噪聲的目的。為了應對更高的市場需求,我們對現有電機進行進一步的噪聲優化。首先,對現有電機進行了全面的噪聲測試,在對噪聲測試結果進行數據分析時我們發現,現有電機在2 500 Hz、1 200 r/min時存在噪聲異常,具體如圖2所示。

圖2 電機噪音測試結果

2 電機異常噪聲來源分析

2.1 仿真分析

為了尋找電機異常噪聲的來源,我們通過專業的電機設計仿真軟件EasiMotor Online對電機進行了振動噪聲仿真計算,具體仿真計算流程如圖3所示。通過計算分析,我們得到了現有電機的噪聲瀑布圖和電磁力密度波時空分布三維柱狀圖,如圖4和圖5所示。

圖3 振動噪聲仿真計算流程

圖4 噪聲瀑布圖

圖5 電磁力密度波時空分布三維柱狀圖

由圖4可以看出,8p×f0的階次線顏色較亮,本方案極對數p為18,即144×f0階次的噪聲較高,其中f0為轉子轉頻。

由圖5可以看出,時間階次為144×f0的階次線中幅值最高的為空間0階的階次線,其次為空間9階和空間-9階的階次線,根據不同空間階次噪聲的疊加圖(如圖6所示),我們可以發現在1 200 r/min時,空間0階噪聲幅值最高、占比最大,因此可以確定現有電機在2 500 Hz、1 200 r/min時的噪聲其空間階次為0階,即現有電機的噪聲主要來自于空間0階、時間144×f0階的電磁力密度波。

圖6 各階數噪聲疊加圖

另外,受制造工藝、轉子動偏心等因素的影響,電機噪聲的頻率會在一定范圍內被修正和改變。其次,我們在噪聲測試時采用的是1/3倍頻程,其2 500 Hz中心頻率所覆蓋的頻帶范圍為2 200 Hz～2 800 Hz,我們認為此時仿真所得的2 878.8 Hz、1 200 r/min的噪聲就是在實際噪聲測試時所測的2 500 Hz、1 200 r/min的噪聲。以下理論推導情況與此相同,不再重復敘述。

2.2 理論分析

根據麥克斯韋張量法,電磁力密度波分為徑向電磁力密度波和切向電磁力密度波,公式如下:

(1)

(2)

式中:pr為徑向電磁力密度;pt為切向電磁力密度;μ0為真空磁導率;br為徑向磁密;bt為切向磁密。

在氣隙磁密中,因為切向磁密較小,所以我們在計算電磁力密度時一般只考慮徑向電磁力密度,且可以忽略切向磁密度部分,因此徑向電磁力密度計算公式可以簡化:

(3)

因為磁密等于磁勢乘以磁導,如下式:

b(θ,t)=f(θ,t)λ(θ,t)

(4)

式中:f為磁勢;λ為比磁導。

我們將氣隙磁勢分成基波合成磁勢、定子諧波磁勢、轉子諧波磁勢三個部分:

(5)

其中基波合成磁勢包含了定子基波磁勢和轉子基波磁勢。根據磁勢的時空屬性,基波合成磁勢、定子諧波磁勢、轉子諧波磁勢的表達式分別如下式:

f0(θ,t)=F0cos(pθ-ω1t-φ0)

(6)

fv(θ,t)=Fvcos(vθ-ω1t-φv)

(7)

(8)

式中:ω1為基波角速度;ωμ為轉子諧波角速度;φ0為基波初始相位角;φv為定子諧波初始相位角;φμ為轉子諧波初始相位角。

當q為整數時,v=(2mk+1)p,k=±1,±2,±3,…;

當q為分數,且其最簡分數的分母d為奇數時,v=(2mk+1)p/d,k=±1, ±2, ±3,…;

當q為分數,且其最簡分數的分母d為偶數時,v=(2mk+2)p/d,k=±1, ±2, ±3,…。

因現有電機轉子為表貼式轉子,假設轉子表面光滑,其氣隙磁導只包含不變磁導部分和因定子開槽而引起的諧波磁導部分,具體如下式:

(9)

式中:Λ0比磁導的恒定分量;Λk比磁導的諧波分量;z1為定子槽數。

將式(9)、式(5)、式(4)代入式(3),根據積化和差原理并忽略掉幅值較小部分,我們可以得到:

(10)

式中:B0為基波氣隙磁密;Bv為定子諧波磁密;Bμ為轉子諧波磁密。

由式(10)的前半部分我們可以發現,這是基波磁場與基波磁場相互作用產生的空間2p階、時間2p倍轉頻的電磁力密度波,雖然其幅值較大,因其空間階數較高,時間階次較低,所以針對本案例此電磁力密度波不在考慮的范圍內。另外,根據積化和差原理,基波磁場與基波磁場相互作用還會產生空間0階、時間0倍轉頻的電磁力密度波,但因為其不會產生交變作用,所以也不會產生振動和噪聲,因此這里也不考慮。

由式(10)的后半部分我們可以發現,由定轉子諧波磁場相互作用產生的電磁力密度波含有大量空間階數較低、時間階次較高的電磁力密度波,這部分電磁力密度波是引起電機振動噪聲的主要來源,也是我們此次理論分析的重點。

根據以上公式推導及分析,我們將現有電機槽極比下的定轉子諧波磁場相互作用產生的電磁力密度波的空間階數整理,如圖7所示。

圖7 27槽36極槽極比的電磁力密度波空間階數分布

由圖7可知,由轉子7次諧波與定子-7次諧波相互作用產生的電磁力密度波空間階數為0階,時間階次為144×f0,因為其空間階數較低,時間階次較高,所以是我們此次噪音優化的重點。此結論也與仿真分析得出的結論相同。

3 優化方案

由以上分析可知,現有電機振動噪聲的主要來源為轉子7次諧波與定子-7次諧波相互作用產生,如果要消弱定子-7次諧波,需要改變槽極比,或采用斜槽、斜極等措施。由于電機已批產,模具設備等已無法改變,我們將采用消弱轉子7次諧波的方式來優化現有電機的振動噪聲。

本方案采用永磁體磁疇聚向排列結構來優化轉子7次諧波。永磁體磁疇聚向排列結構是在永磁體磁疇預定向時,通過在永磁體周圍設置不同結構的導磁和非導磁材料來改變磁路的磁偏角,如圖8所示。在預充磁時,使永磁體的磁疇按預設角度呈聚集式排列,最終使轉子磁場達到趨于正弦分布的要求,從而減少轉子的諧波含量。永磁體磁疇預定向優化前后磁場排布情況如圖9所示。

圖8 磁疇聚向排列的模具模型

圖9 磁疇預定向優化前后磁場排布

根據以上優化方案,重新制作磁鋼模具,生產出磁鋼,并注塑成轉子,對優化后磁鋼轉子進行表磁測試,其表磁已趨于正弦,對比優化前后轉子表磁測試結果如圖10所示。

圖10 優化前后轉子一對極下表磁測試結果

根據以上測試結果,對優化前后轉子一對極下表磁測試結果進行傅里葉分析,得到其各次諧波含量數值,具體如圖11所示,并整理測試結果如表1所示。

表1 優化前后各次諧波含量對比表

圖11 表磁結果傅里葉分析

根據表1優化前后各次諧波含量對比結果,優化后7次諧波幅值比優化前降低了30%,同時基波幅值提高了1.6%。此結果表明,采用永磁體磁疇聚向排列結構不但降低了轉子的7次諧波含量,同時也提升了轉子的基波含量,在保證電機性能不變的情況下,采用剩磁稍低的永磁材料替代現有永磁體材料,還可以實現降本的目的。

我們使用同一定子和優化前后不同轉子分別進行噪聲測試,測試結果如圖12所示。 由測試結果發現,優化后電機在2 500 Hz、1 200 r/min時的噪聲得到明顯降低,與以上仿真分析和理論分析結果一致,達到了優化目標。

圖12 優化前后噪聲測試結果

4 結 語

通過以上仿真分析、理論分析和測量結果對比,我們可以得出以下結論。

1)電機設計仿真軟件EasiMotor Online對電機振動噪聲的仿真結果是可信的,通過仿真,可以找出引起電機振動噪聲的時間階次、模態頻率、模態振型、電磁力密度波時空分布三維柱狀圖等重要參數,為后期噪聲優化提供基礎;

2)麥克斯韋張量法對電磁噪聲的理論分析結果與仿真結果是一致的,另外通過理論分析,我們還可以找到引起振動噪聲電磁力密度波的諧波來源,為后期噪聲優化提供了明確的方向;

3)永磁體磁疇聚向排列結構可有效降低轉子各次諧波的含量,在不改變現有電機模具、設備等的情況下可有效降低電機的振動噪聲,同時還可以進一步降低電機的成本。