永磁同步驅動電機運行性能與振動分析

王大文, 鄭 東, 華春蓉，沈思思

（1.西南交通大學 機械工程學院，成都610031；2.國家知識產權局專利局專利審查協作四川中心，成都，610014）

永磁同步電機是目前新能源汽車驅動電機的主要發展方向[1]。高功率密度、高輸出轉矩、高效率、低損耗是電機工程師一直追求的目標，但隨之而來的是電機更大的振動噪聲問題。對于新能源汽車，電機取代發動機后，由于沒有發動機噪聲的掩蓋，電機的振動噪聲將更加凸顯，直接影響到乘坐舒適性。因此，深入研究電機運行性能和振動噪聲特性，對電機設計具有重要指導意義。

近年來，學者們對驅動電機運行性能和振動兩方面展開了深入的研究。文獻[2-3]采用量子遺傳算法研究了氣隙長度、永磁體厚度對電機效率的影響。結果表明較小的氣隙輸出更大的轉矩，在氣隙較小時，轉矩脈動受氣隙變化影響較大。文獻[4]研究了永磁同步電機考慮齒尖參數、輔助齒槽結構對電機的轉矩、效率和渦流損耗運行性能指標的影響。文獻[5]研究氣隙長度、槽口、定轉子軛厚度電磁參數對電機轉矩脈動影響。文獻[6]通過對比兩種轉子結構表明結構與電機的NVH(Noise、Vibration and Harshness)性能有密切關系。文獻[7]研究了增大電機氣隙值有利于電機更好的NVH性能表現，證明了電機氣隙越大，磁阻和漏磁隨之增加，電機NVH 表現變好。文獻[8]研究表明較小的氣隙有利電機輸出大轉矩，但這使得電機NVH性能變差。文獻[9]主要研究了永磁同步電動機的運行性能和NVH 性能取決于磁極-槽匹配、長徑比、磁體厚度和氣隙長度等關鍵參數。

綜合分析，大量文獻只是單獨對提高電機的運行性能進行了優化研究，或單獨對電機振動噪聲的影響因素、削弱方法進行研究。當驅動電機的振動噪聲降低時，卻由于沒有考慮電機的運行性能，從而導致了運行性能的降低。因此，本文針對某新能源汽車驅動電機，采用數值計算方法，綜合分析其運行和振動性能。

1 二維有限元模型建立

1.1 基于Maxwell二維有限元模型建立

表1給出了本文所研究的豐田Prius永磁同步驅動電機的基本結構參數，該電機為8 極內置式轉子磁路結構，定子為48 槽，繞組為三相單層結構。由于該電機的結構、材料屬性呈現軸向均勻分布，電機軸向結構基本沒有差異，所以本文將三維模型問題簡化為二維有限元模型來分析電機受到的電磁力，主要參數如表1所示，所建立模型如圖1所示。

表1 電機主要參數/mm

圖1 二維有限元模型

1.2 二維有限元模型驗證

通過仿真計算得到的電機空載反電動勢和鐵耗，并與美國橡樹嶺國家實驗室對該電機的測試數據[10]進行對比，從而驗證所建立的二維有限元模型的準確性。如圖2所示該電機在不同轉速工況下反電勢的實驗測試結果與計算結果可知，其計算與實驗結果的平均誤差為3.16%，最大誤差不超過8%。該電機鐵耗計算值與實驗值的對比，其計算與實驗結果平均誤差為3.64%，最大誤差不超過7%。通過對電機的空載反電動勢和空載鐵耗的計算與實驗結果的對比，其平均誤差均不超過4%，有效地驗證了本文所建立的永磁同步電機二維有限元模型的準確性。

圖2 實驗與仿真對比圖

2 電機運行性能計算

電機運行性能中本文重點關注其效率、轉矩、以及轉矩波動。在3 000 r/min，電流幅值為250 A的工況下，有限元計算繞組銅損、定子鐵損和渦流損耗如圖3 所示，其中繞組銅損最大，約為2.7 kW，損耗占比約為總損耗的97.8%。依據損耗進一步求得該工況下電機的平均效率約為93.5%。

圖3 電機損耗

電機輸出曲線，如圖4 所示。該電機輸出轉矩最大值為212.61 N · m，但其轉矩脈動高達27.12%[11]，有待進一步優化。

圖4 輸出轉矩曲線

3 電機振動特性分析

3.1 電磁力分析

徑向電磁力是引起電機電磁振動的主要激勵源。根據麥克斯韋定律，作用在定子鐵心內表面單位面積上的徑向電磁力數值和分布正比于磁通密度的平方。徑向氣隙磁密遠大于切向磁密，徑向力波遠大于切向力波，故徑向力可表示為：

圖5 所示為徑向電磁力的時域波形圖，由圖可見徑向電磁力存在較大的波動，這是因為當電機負載時，氣隙磁場是由轉子磁場和電樞反應磁場矢量合成，電樞磁場的強度隨電流瞬時值而周期性變化從而使徑向電磁力幅值存在波動。

圖5 徑向電磁力時域波形

圖6 為徑向電磁力頻譜分析圖，電磁力中主要頻率成分為：0 Hz靜態諧波分量，主波磁場對應頻率400 Hz，主波磁場的2、3、4 次諧波對應的800 Hz、1 200 Hz、1 600 Hz。頻率越高其幅值越小。但在2 400 Hz 時幅值較大，這是因為轉子磁場諧波磁場與1階齒諧波（階次為4±48）相互調制產生低階次力波，通過計算得該低階次力波為時而收縮時而擴張的0 階力波，即所謂的“呼吸”力波。其頻率2 400 Hz。

圖6 徑向電磁力波頻譜

3.2 定子模態分析

定子三維結構參數具體參數見表1，其中定子鐵芯軸向長度83.82 mm，其三維定子鐵芯有限元剖分模型如圖7所示。模態計算一般可以通過解析法和有限元法進行分析，本文采用有限元法[12]計算定子模態。

圖7 定子鐵芯有限元分析圖

徑向電磁力波同時作用在電機定子和轉子上，由于電機轉子剛度比定子大很多，因此電機的電磁振動分析中忽略了轉子結構振動的影響，只研究了定子結構振動。本文采用有限元法進行定子模態分析，并與文獻[13]結構相似電機的模態分析結果進行對比，如表2 所示。對比分析發現本文計算的各階模態振型一致、各階的固有頻率相接近，有限元法計算電機定子模態的結果具有參考性。

表2 電機定子模態分析

3.3 永磁同步驅動電機諧響應分析

在徑向電磁力和模態分析的基礎上，將電機的徑向電磁力和電磁轉矩作為激勵加載到電機定子鐵芯三維有限元模型上，通過仿真計算得到永磁同步驅動電機定子鐵芯齒頂（見圖1 點A）的振動位移。通過諧響應分析電磁振動，得到0～5 000 Hz頻率范圍內電機定子鐵芯點A處X、Y兩個方向上的振動位移頻譜圖，如圖8和圖9所示。

圖8 定子齒切向振動位移幅值

圖9 定子齒徑向方向振動位移幅值

諧響應分析結果可知：定子齒定切向振動位移響應，位移振動幅值較大的振動頻率為400 Hz、800 Hz、1 200 Hz、2 400 Hz、4 000 Hz。頻率為1 200 Hz處出現最大振動位移，其振動位移幅值為6.4×10-5mm，在頻率為2 400 Hz 處依然存在較大的振動位移，其振動幅值為4.26×10-5mm。其中400 Hz、800 Hz 和1 200 Hz 位移幅值較大主要原因是激振電磁力波幅值大引起，2 400 Hz、4 000 Hz 接近電機定子3、4階固有頻率，同時2 400 Hz為定子1階齒諧波與主磁場諧波磁場所產生的0 階力波，故2 400 Hz 振動幅值比4 000 Hz的振動幅值大。

Y軸方向幅值最大在2 400 Hz處，其振動位移幅值為1.383×10-4mm，1 階齒諧波與轉子磁場的諧波調制產生0階力波，同時其頻率接近定子3階模態固有頻率，既要考率主波磁場和低階次諧波磁場的電磁激勵，還需要重點考慮低階齒諧波磁場產生的電磁激勵。在4 000 Hz 接近定子4 階模態頻率，故也出現較大幅值。人體對垂向的振動最敏感，電機定子在Y軸方向的振動對乘坐舒適性影響最大。

通過電機的響應分析，發現在12 00 Hz、2 400 Hz點A處振動位移較大，由于電機徑向電磁力直接作用于定子鐵芯齒部，導致定子齒部振動變形最大，從而將振動傳到定子軛，最后導致整個電機系統振動。兩個頻率的振動云圖如圖10所示。

圖10 振動位移云圖

4 結語

（1）本文先建立了電機的二維模型，然后通過仿真計算得到的電機空載反電動勢和鐵耗，并與美國橡樹嶺國家實驗室對該電機的測試數據進行對比驗證所建立的二維有限元模型的準確性。

（2）永磁同步電機運行性能表現：銅芯損耗為主要損耗，約為總損耗的97 %,電機平均效率約為93.5%；電機轉矩脈動較高，約為27%。

（3）該電機振動問題較為突出，1 200 Hz、2 400 Hz、4 000 Hz 3 個頻率成分振動幅值較大，其中1 200 Hz主要時電磁力波幅值較大導致；2 400 Hz接近定子3 階模態的固有頻率引起共振以及1 階次諧波與轉子磁場調制出0階力波幅值較大；4 000 Hz接近定子4階模態的固有頻率從而引起共振。電機振動優化著重從結構入手，電機振動受多個結構參數影響，振動優化還要兼顧電機運行性能。為后續進行多參數、多目標討論提供參考。