電動汽車內置式永磁同步電機轉子扭振NVH 問題優化

摘要：采用內置式永磁同步電機對電動汽車低頻振動噪聲進行優化。通過理論與仿真分析，確定了電磁激振力頻率與轉子二階彎扭模態振型頻率接近引發的轉子扭振，是導致電機在轉速為3 602 r/min 下運行時出現噪聲-振動-聲振粗糙度（NVH）問題的主要原因。對此，采用了轉子斜極優化、轉子軸徑尺寸優化和轉子整體注塑等3 種不同方法進行改進。通過仿真與實測驗證，上述3 種方法均能有效解決電機在低頻下的振動噪聲，且與原始設計方案相比，電機運行在轉速為3 602 r/min 下的NVH 幅值降低了8 dB 以上。

關鍵詞：噪聲-振動-聲振粗糙度（NVH）；彎扭模態；斜極優化；轉子軸徑；整體注塑

0 前言

隨著電動汽車市場的快速發展，電驅動系統的可靠性與舒適性已成為衡量電動汽車性能的重要指標。電機作為電驅動系統的核心動力元件，其噪聲-振動-聲振粗糙度（NVH）特性對電動汽車的駕乘體驗有著顯著影響［1-2］。目前，轉子分段斜極技術是電動汽車電機設計中用來抑制電驅動系統NVH問題的一種有效方法。文獻［3］研究了轉子采用分段斜極及表面開2 組對稱輔助槽結構的方法能夠有效降低電機低階齒諧波，并避免與定子鐵芯固有頻率的共振。文獻［4］研究了轉子分段斜極對電機徑向電磁力波的抑制原理，并通過仿真計算與樣機實測驗證了理論分析的正確性。文獻［5］研究了電磁激振力對定子鐵芯產生形變的機理，進而解釋了轉子分段斜極減振降噪的有效性，并通過三維仿真及振動試驗驗證了定子鐵芯形變是引發電機振動噪聲的主要原因。文獻［6］研究了一字形和V 形斜極轉子對電機齒槽轉矩的影響，雖然在斜極角度偏小的情況下V 形斜極效果較差，但可以消除電機的軸向不平衡磁拉力。文獻［7］研究了轉子分段斜極段數及斜極角度對電機性能和振動噪聲的影響，通過理論分析，得出選擇合適的斜極角度和轉子分段數既能兼顧電磁轉矩的大小又能降低電機噪聲。綜上所述，雖然不少學者對分段斜極轉子在降低電機徑向電磁力上進行過深入研究，但卻未考慮不同轉子分段斜極方案對轉子彎扭模態的影響因素，例如，當轉子采用斜極方案后，原來可以視為整體的轉子，現在被分成了幾段錯開一定角度的獨立部分，這會導致轉子增加新的模態（轉子彎扭模態），轉子彎扭模態極易造成轉子扭振現象，同樣會造成電機的低頻噪聲。

本文以某品牌純電動汽車在車速為50 km/h的低速行駛時產生的嘯叫噪聲為研究對象，利用有限元方法對電機振動噪聲，以及轉子模態進行了仿真計算，通過對比實測轉子的模態測試結果，鎖定車輛在低速行駛過程中產生嘯叫噪聲的主要原因，并結合理論分析采用3 種不同方法對電機的振動噪聲進行了優化，最后通過臺架的半消聲實驗室測試進行了試驗驗證。結果表明：通過轉子斜極優化、轉子軸徑尺寸優化，以及轉子整體注塑等方法，能夠有效抑制轉子扭振造成的低頻噪聲。

1 NVH 原因分析

在某品牌純電動汽車路試過程中，客戶抱怨當車速達到50 km/h 時，電機會出現明顯的嘯叫噪聲，且車速在低于或超過50 km/h 時，嘯叫噪聲消失。為明確噪聲問題點，對電機總成進行了半消聲實驗室測試，測試結果如圖1 所示。由圖1 可以看出，當頻率為2 900 Hz 時有明顯的高亮共振帶出現，且頻率階次為48。如圖2 所示，提取48 階次切片圖，可以明顯看到對應電機轉速3 602 r/min 時，電機噪聲出現明顯尖峰，其幅值為76 dB。因該嘯叫聲出現時車速較低，風噪較小，所以問題較為突出，進而引起客戶極大抱怨。

為排查電機的NVH 問題起因，對電機的定轉子進行分析，發現電機在轉速為3 602 r/min 處的NVH 性能是跟隨轉子變化而發生改變的，這說明該NVH 問題主要由轉子勵磁引起［2］。為此，對轉子的模態進行了仿真和實測對比，如圖3 和圖4所示。

通過對轉子模態仿真與實測進行對比分析，其結果如表1 所示。由表1 中數據可知，模態仿真與實測結果誤差較小，均在可接受范圍內。轉子二階彎扭模態實測頻率與電機在轉速為3 602 r/min 時出現的48 階次振動頻率（2 882 Hz）接近。

為進一步快速驗證結果的正確性，采用轉軸和齒輪軸系模型進行仿真，不帶總成殼體，并在轉軸上施加轉子48 階諧波轉矩激勵，其結果如圖5 和圖6 所示。由圖6 可見，在頻率2 900 Hz 時，即轉速為3 602 r/min 附近，電機噪聲出現顯著峰值，仿真與實測結果較為吻合，說明轉子共振是引起本次NVH 問題的主要原因。

2 轉子二階彎扭模態優化

原狀態下的8 段轉子鐵芯采用V 形對稱斜極，且每段轉子斜極角度均為1.875°，這種斜極方式可有效減小轉子軸向方向的不平衡磁拉力，其斜極方式如圖7 所示，電機的定轉子模型如圖8 所示。

利用軟件對電機定轉子進行二維有限元仿真，并對每段轉子的峰值轉矩進行一維傅里葉變換分解，由于8 段轉子采用V 形對稱斜極，本文只對前4 段轉子進行仿真，進而得到每段轉子在峰值轉矩工況下的48 階次諧波轉矩及相位角度。48 階次諧波轉矩結果如表2 所示。從轉軸的軸肩方向看，8段轉子鐵芯的48 階諧波轉矩作用在轉軸上的效果如圖9 所示。

經過諧波轉矩計算，4 段轉子的48 階諧波轉矩相位并未完全抵消，合成轉矩的相位角為介于180°～270°之間的固定值。將48 階諧波轉矩作為激勵源施加到轉子軸系上，通過仿真計算分析轉子軸系的模態情況，仿真結果如圖10 所示。

通過對轉子軸系的模態分析可以看出，轉子鐵芯的48 階諧波轉矩激勵作用在轉子軸系上產生的振型呈V 形，與轉子軸系固有的二階彎扭模態振型相接近，且實測轉子的二階彎扭頻率2 900 Hz 與8 段轉子鐵芯產生的48 階諧波轉矩頻率2 882 Hz相接近，因此，8 段轉子鐵芯產生的48 階諧波轉矩激勵源的振型和頻率與轉子的二階彎扭模態的振型和頻率均相近，從而引起共振，這是導致電機在轉速為3 602 r/min 時產生NVH 問題的主要原因［8］。

為避免轉子48 階諧波轉矩激勵源與轉子二階彎扭模態的頻率和振型相接近而發生共振，可通過優化電磁激勵源，即調整轉子斜極角度，或提高轉子軸系整體剛性，即轉子軸加粗、轉子整體注塑等方法解決該問題。

2. 1 轉子斜極優化

通過優化轉子斜極角度改變轉子48 階諧波轉矩激勵的相位角度差，以降低各段轉子因諧波轉矩激勵疊加產生的峰值，從而達到優化電磁激勵源的目的［9］。未斜極轉子和斜極轉子的示意圖如圖11所示。通過轉子分段斜極優化電磁轉矩諧波激勵源的原理如圖12 所示。

對電機轉子的斜極角度進行優化，在不改變轉子鐵芯模具前提下，將轉子鐵芯疊壓的順序從原狀態的1—2—3—4—4—3—2—1 改成3—1—2—4—4—2—1—3，如圖13 所示。通過調整轉子鐵芯疊壓順序，使8 段轉子鐵芯產生的48 階諧波轉矩激勵源的振型發生變化，從V 形振型變為W 形振型，進而與轉軸二階彎扭模態產生的振型相異，因此能夠消除因諧波轉矩激勵源共振引起的NVH 問題。

對優化后的新斜極轉子采用上述相同的仿真方法，即先對每段轉子鐵芯進行48 階諧波轉矩仿真，再將48 階諧波轉矩激勵加載到轉子軸系上進行轉矩諧波響應仿真分析。通過仿真分析發現，在2 000～3 000 Hz 附近，電機整體的聲功率水平有明顯的下降，噪聲幅值最大處降低約14%，如圖14 所示。

從理論分析的角度出發，采用3—1—2—4—4—2—1—3 的新斜極轉子主要是改變了8 段轉子鐵芯產生的48 階諧波轉矩激勵源振型的相位，進而降低了與轉子二階彎扭模態的共振。在轉速3 602 r/min 下，優化后的新斜極轉子噪聲峰值減小約16 dB，降噪效果較為明顯，實測結果如圖15 所示。但是，改變激勵源振型的相位無法完全解決與轉子二階彎扭模態共振頻率相同的問題，因此電機在運行至轉速為3 602 r/min 時其噪聲幅值可降低，但因共振頻率相同而導致的噪聲尖峰并未消失。

2. 2 轉子軸徑尺寸優化

如上文所述，在轉子斜極優化的基礎上，通過調整轉子軸徑尺寸，進一步優化轉子的NVH 問題。轉子軸徑的優化可通過研究無約束梁的模態頻率來實現。描述無約束梁的各階模態頻率公式如下［10］：

通過以上公式可知，無約束梁的模態頻率與電機轉子長度成反比，與軸徑成正比，因此通過增加軸徑尺寸能夠有效提升轉軸的二階彎扭模態頻率，使8 段轉子鐵芯共同產生的48 階諧波轉矩的激勵頻率與其不同，進而避免因共振而帶來的NVH 問題。將電機轉子軸徑由48 mm 增加至60 mm 進行模態仿真。轉子模態仿真如圖16 所示，模態測試結果見表3。

由表3 可知，模態仿真與實測數據對比，誤差小于6.5%，且與理論分析結果一致，表明通過增加轉子軸徑可以提高轉軸的二階彎扭模態頻率。對轉子軸徑為60 mm 的轉子總成進行了半消聲實驗室測試，測試結果如圖17 所示。

在轉速3 602 r/min 附近，轉子軸徑為60 mm的電機振動噪聲峰值向后偏移，主要原因是軸徑加粗后轉軸的二階彎扭模態頻率提高，與轉子48 階諧波轉矩激勵源頻率不同頻，無法引起共振，噪聲波形尖峰向轉速高的區間后移且幅值減小約10 dB。

2. 3 轉子整體注塑

由于原狀態轉子由獨立的8 段轉子鐵芯物理堆疊而成，兩端使用鋁板進行壓緊來限制其軸向方向的移動。而段間轉子的結合強度較低，因此無法有效約束每段轉子鐵芯在圓周方向的轉動。這意味著整個轉子的彎扭剛度較低。通過轉子整體注塑的方式，將8 段轉子鐵芯形成整體結構，以提升轉子的整體剛性，進而提高轉子二階彎扭模態頻率，降低共振發生的概率。將8 段轉子鐵芯采用耐高溫熱固性材料進行注塑粘合，該注塑材料可在轉子段間增加約80 MPa 的剪切應力，且可耐高溫260 ℃。經過模態測試，一階彎扭實測試驗結果如圖18 所示，二階彎扭實測試驗結果如圖19 所示，實測彎扭模態結果見表4。

對整體注塑轉子進行裝機實測，并進行對比分析，測試結果如圖20 所示。由圖20 可以看出，由于整體注塑轉子的二階彎扭模態頻率提高，原處于轉速3 602 r/min 附近的振動噪聲波形尖峰后移至轉速4 200 r/min，且波形尖峰值下降約8 dB。

3 結語

本文研究了因電磁激振力頻率與轉子二階彎扭模態頻率接近引發轉子扭振的優化過程。通過理論分析、仿真計算和臺架實測，驗證了3 種有效的解決方案，包括轉子斜極角度優化、轉子軸徑尺寸優化，以及轉子整體注塑。3 種方案均能不同程度降低電機在轉速3 602 r/min 附近產生的NVH 問題，采用轉子斜極角度優化方案取得的結果最為明顯，可降低噪聲幅值約16 dB。根據電機優化的實際情況，通過綜合采用3 種方案，可以有效改善電機的NVH 問題。

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