輪轂電機振動噪聲抑制措施

安忠良, 于浩澤

(1.沈陽工業大學 國家稀土永磁電機工程技術研究中心,遼寧 沈陽 110020;2.沈陽工業大學 電氣工程學院,遼寧 沈陽 110020)

0 引 言

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

外轉子永磁同步電機(PMSM)具有輪轂電機需要滿足的效率高、占用空間低、質量小、功率密度高和轉矩密度大等特點，成為電動汽車最主要的驅動裝置[2]。但也因車用電機體積小、轉矩高，電機徑向電磁力密度高，振速快，電磁噪聲大的缺點影響了汽車行駛的穩定性和乘客乘坐的舒適性。因此，對電動汽車用電機的振動噪聲研究必不可少。

電磁源、機械源和氣動源是電機噪聲的三大主要來源，對于低速直驅電機，電磁噪音是主要的噪聲來源。目前各專家學者對電機電磁振動噪聲的研究方法主要有解析法、有限元法和試驗法[3]。文獻[4]建立了外轉子軸向磁通輪內電機(AFWM)的電磁振動和噪聲解析模型，可以在較寬的轉速范圍內快速有效地預測AFWM電機的電磁振動和噪聲。文獻[5]以一臺外轉子PMSM為例，通過對比不同相對磁導率的導磁材料、極弧系數、槽口寬度等變量結合有限元軟件研究了這些變量對電機振動噪聲的影響規律。文獻[6]研究了考慮多普勒效應的外轉子輪內電機(IWM)的電磁噪聲特性，得出多普勒效應會在外轉子電機的高頻峰附近誘發額外的側頻分量的結論。文獻[7]以優化電機電磁噪聲、提升氣隙磁密波形正弦度為目的，設計了無槽正弦繞組與雙層轉子方案。文獻[8]對一臺外轉子輪轂電機進行仿真和噪聲試驗，發現割縫效應產生的電磁力對總體噪聲的貢獻最為顯著。文獻[9]以一臺外轉子高速電機為研究對象，進行了模態分析計算，得到了模態特性與振動特性，并用試驗對模態仿真結果進行了驗證。文獻[10]不改變槽面積和定子外徑，對定子槽進行優化，使定子固有頻率增加以減少或消除結構共振的嚴重影響。

目前研究對電機的振動噪聲產生的理論分析較多，但給出的抑制措施通常會犧牲電機的輸出轉矩，降低了電機的轉矩密度，這是輪轂電機不能接受的[11]。本文從極弧系數和定子齒上開輔助槽兩個方面，在保證電機輸出轉矩的前提下，改善電機的振動噪聲特性。

1 輪轂電機電磁分析

本文以一臺額定功率為10 kW的輪轂電機為研究對象，其2D模型如圖1所示，基本參數如表1所示，基于有限元法，仿真計算分析輪轂電機的電磁性能。

圖1 輪轂電機2D模型圖

表1 電機參數表

圖2為不同極弧系數下，電機輸出轉矩和轉矩波動的曲線。共對比了0.60、0.66、0.72、0.78、0.84、0.90共6組方案。原方案極弧系數為0.78，輸出轉矩較低，轉矩波動較大。

圖2 負載轉矩隨極弧系數變化曲線

分別對比單輔助槽、等寬雙輔助槽、不等寬雙輔助槽、等寬三輔助槽4種情況，擇優選取電機輸出轉矩特性較好且電磁力波較小的方案。

1.1 徑向電磁力分析

輪轂電機在轉速較高或過載狀態運行時，會產生更大的電磁噪聲，這主要是因為電機內部的徑向、切向電磁力。大量研究已證明，徑向分量的幅值要遠大于切向分量。因此在研究電機的振動噪聲過程中，徑向電磁力一直是研究的主要對象。圖3為電磁力波示意圖。

電機的徑向電磁力密度表達式為[12]

(1)

式中：fr為電機的徑向力密度;μ0為真空磁導率;Bn、Bt分別為電機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：轉子的永磁體磁密BR和定子的電樞反應磁場Bs，忽略Bt的影響，Bn=BR+BS，式(1)可表示為

(2)

氣隙磁導λ與磁動勢F的乘積如下：

B=λF

(3)

對應的定轉子氣隙磁動勢與磁導如式(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槽的永磁體磁場和定子繞組的電樞反應磁場產生的徑向力波的階數(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

電機變形程度表達式可以簡化為式(7)：

(7)

式中:Ar為電機的振動變形狀態；Pr為電磁力諧波幅值；r表示電磁力波的階數。

由式(7)可知,電磁力波空間分量的階次越低，對電機的電磁噪聲的影響越大，同時階次對振動的影響要大于幅值，越是低階越應關注。

1.2 電機電磁有限元分析

圖3為電機額定負載狀況下，徑向電磁力密度(簡寫為Frad，下同)的時空波形圖，對其進行傅里葉分解，得到不同時空狀態下，分量的幅值，如圖4所示。從圖4可以看出，對其分布規律大體與表2的預測一致，且(0,4f)、(10,4f)、(10,6f)等在圖中標注的分量幅值較高。在1.1節中已經說明階次對電機振動噪聲的影響更大，一般只需關注低階次高幅值的Frad。

圖3 負載狀態下徑向電磁力密度波形圖

圖4 負載徑向電磁力密度時空分解圖

圖5為不同極弧系數下，Frad幅值的對比。可以看出，極弧系數為0.72時，Frad的幅值低于電機原設計方案，由99 500 N/m2降低到了98 800 N/m2，降比幅度為4.5%。

圖5 不同極弧系數的Frad幅值對比

定子齒頂開輔助槽會使外轉子PMSM磁路變化，輔助槽的尺寸會影響電機的輸出轉矩特性和振動噪聲特性。將輔助槽的尺寸和定子槽開口大小做對比，探究其對外轉子PMSM的振動噪聲特性影響。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。根據槽口寬度2.5 mm，掃描范圍為2.5～7.5 mm，步長為1.25 mm。表3為不同槽口寬度下，Frad的幅值對比。從表3中可以看出,輔助槽寬度為6.25 mm時，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齒槽轉矩的周期數，也變相增加了電磁力波的周期數，使得傅里葉分解后的低階幅值降低。

表3 不同槽口寬度對比

進一步研究外轉子PMSM的振動噪聲優化問題。針對兩種雙輔助槽，深度同樣設置為1.5 mm，與電樞槽深度一致。等寬雙輔助槽中，一個輔助槽的寬度范圍為1～4 mm，步長為0.5 mm。表4為等寬雙輔助槽方案2階Frad的對比。從表4可以看出，一個輔助槽為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 等寬雙輔助槽對比

在保證雙輔助槽寬度之和為6 mm的情況下，對不對稱雙輔助槽進行仿真分析。將圖片右側的輔助槽寬度作為參數化掃描對象1 mm，則另一側為(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對比。從表5可以看出，右側槽寬度為1.5 mm，左側槽寬度為4.5 mm的2階Frad幅值最低，為1 897 N/m2。

表5 等寬雙輔助槽對比

最后對比等寬三輔助槽的情況，分別對比了槽寬為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的幅值對比。從表6可以看出，輔助槽寬度為1.5 mm時，傅里葉分解后的2階Frad幅值最低，為2 046 N/m2。

表6 等寬三輔助槽對比

綜合對比了4種輔助槽方案，選取槽寬分別為1.5、4.5 mm的不對稱雙輔助槽，再綜合極弧系數為0.72的方案，對電機進行優化仿真。圖7為電機綜合優化前后的負載輸出轉矩曲線對比。從圖7中可以看出,綜合優化后，平均轉矩為199.6 N·m，轉矩脈動比率降低至1.2%。優化提升了電機的性能與穩定性。

圖7 綜合優化前后輸出轉矩曲線對比

2 輪轂電機模態分析

對電機的結構進行模態分析是判斷電機能否在運行狀態下發生共振的重要方式。本文針對外轉子PMSM的特殊性，對外轉子PMSM的永磁體、轉子軛部和外殼進行模態仿真計算。圖8為電機模態前4階的振型云圖。表7為不同階次模態下的固有頻率。

圖8 前4階模態振型云圖

表7 模態固有頻率表

模態計算結果表明：該外轉子PMSM模型固有頻率較高，與低次電磁力波的時間分量對應頻率進行對比，并無較為接近的頻率段。說明本文所研究的外轉子PMSM不會與高幅值的低次電磁力波產生共振。

3 輪轂電機振動分析

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

圖9 輪轂電機諧響應模塊模型

在振動響應中，振動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。但是當特定階激振力波的頻率與對應模態的固有頻率相接近時，即使力波幅值很小也會引起較大的振動響應。額定負載狀態下的優化前后振動加速度曲線對比如圖10所示。在375 Hz、583 Hz和916 Hz的位置出現了波峰，預計噪聲曲線波峰會出現在該頻率附近。可以看出，優化后，峰值振動加速度由7.66 m/s2降為5.45 m/s2，降低了28%，可見優化后對電機外殼的振動達到了抑制作用。

圖10 優化前后振動加速度對比

圖11 噪聲場云圖

4 輪轂電機噪聲分析

對電機的聲場進行仿真。電機側面作為徑向電磁力作用的主要轉播方向，應著重觀察。做一個圓環狀空氣域,額定負載狀態下的聲場仿真結果如圖11所示。在聲場中取一觀測點，該點的優化前后聲壓級曲線對比如圖12所示。額定負載狀態下，噪聲峰值主要出現在375 Hz、583 Hz和916 Hz附近，與前文中的預測保持一致。從圖12可以看出，優化后，電機的噪聲下降，且待重點關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%，優化效果明顯。

圖12 優化前后噪聲曲線對比

5 結 語

本文分析了一臺10 kW的輪轂電機的振動噪聲特性，從電機的徑向電磁力入手，以極弧系數和在定子齒上開設輔助槽為目標，基于有限元仿真軟件計算了電機負載狀態下的電磁振動噪聲，并得到了如下結論：

(1) 外轉子電機極弧系數的改變導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。在定子齒表面開設輔助槽可以增加電機齒槽轉矩的周期數，進而達到削弱2階Frad的效果。采用不對稱的雙輔助槽可以保證了電機輸出轉矩不被犧牲，有效抑制了轉矩脈動，同時對電機的振動噪聲抑制效果最佳。

(2) 綜合優化后，本文研究的輪轂電機輸出轉矩提升，優化后的平均轉矩為199.6 N·m，轉矩脈動比率降低至1.2%；振動噪聲特性得到明顯抑制，峰值振動加速度由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%，優化效果明顯。

本文研究針對輪轂電機電磁噪聲的綜合仿真，能在電機設計的初始階段計算電機的振動噪聲特性，對于減少輪轂電機的研發時間，改善電動汽車的NVH特性有一定的幫助。