自通風(fēng)永磁同步電機的氣動噪聲優(yōu)化

摘要：為準確預(yù)測和優(yōu)化自通風(fēng)永磁同步電機（SVPMSM）高轉(zhuǎn)速下的氣動噪聲特性，采用計算流體力學(xué)與Lighthill聲類比相結(jié)合的方法對電機氣動噪聲進行了仿真計算，其中，采用RNG k-ε模型和大渦模擬對電機內(nèi)流場進行仿真計算，在此基礎(chǔ)上利用Lighthill聲類比法進行聲學(xué)求解，并通過試驗進行驗證。建立無風(fēng)道的簡化模型研究了風(fēng)扇不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣動噪聲的影響，利用整機仿真模型研究了風(fēng)道膨脹腔結(jié)構(gòu)對氣動噪聲的影響。研究結(jié)果表明，電機在4250 r/min轉(zhuǎn)速下整機仿真計算的氣動噪聲聲功率級與試驗值的差距為0.6 dB（A），表明仿真模型能夠有效預(yù)測電機氣動噪聲。電機優(yōu)化研究發(fā)現(xiàn)，風(fēng)扇內(nèi)半徑大小和葉片彎曲弧度的變化對風(fēng)扇流場結(jié)果影響較小，因而氣動噪聲相差不大；相比于葉片數(shù)量較少、葉片不等距排布，葉片數(shù)量較多、葉片等距排布時有更好的聲學(xué)特性；在電機風(fēng)道中加入膨脹腔對電機噪聲的低頻有較好的降噪效果，加入長度為94.4 mm的膨脹腔比長度為134.4 mm的膨脹腔有更低的聲功率級，同時，風(fēng)道內(nèi)設(shè)置兩個膨脹腔比只設(shè)置一個膨脹腔有更好的降噪效果。

關(guān)鍵詞：永磁同步電機；氣動噪聲；計算流體力學(xué)；Lighthill聲類比

中圖分類號：TM341

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2025.01.002

開放科學(xué)（資源服務(wù)）標識碼（OSID）：

Aerodynamic Noise Optimization of Self-ventilated Permanent Magnet

Synchronous Motors

SUN Yanhong1"PANG Cong2"ZHANG Wei2"ZHANG Cheng2"QIU Yi1"ZHENG Xu1*

1.College of Energy Engineering，Zhejiang University，Hangzhou，310027

2.CRRC Yongji Electric Co.， Ltd.， Xian，710016

Abstract： To accurately predict and optimize the aerodynamic noise of the self-ventilated permanent magnet synchronous motors（SVPMSM） at high speed， a method combined with CFD approach and Lighthill acoustic analogy was applied to simulate the aerodynamic noise of the motors. RNG k-ε model and large eddy simulation were used to simulate the flow field in the motors. Then， Lighthill acoustic analogy method was used to solve the acoustic problems， which were verified by experiments. A simplified model without air duct was established to study the effects of different fan structures on aerodynamic noise. The effects of duct expansion chamber structures on aerodynamic noise was studied by the motor simulation model. The results show that the difference between the sound power levels calculated by the motor simulation and the test at 4250 r/min is as 0.6 dB（A）， which prove that the aerodynamic noise simulation model may effectively predict the aerodynamic noise of the motors. Through motor optimization， it is found that the changes of fan inner radius and blade curvature have little effect on the flow field， so there is little difference in aerodynamic noise. More blades and equidistant arrangement have better acoustic characteristics than less blades and non-equidistant arrangement. The expansion cavities added to the air ducts of the motors have a better noise reduction effectiveness at the low frequencies. The sound power level of the motors with the expansion chamber length of 94.4 mm is lower than that with the expansion cavity length of 134.4 mm. Setting two expansion cavities in the air ducts have a better noise reduction effectiveness than that only setting one expansion cavity.

Key words： permanent magnet synchronous motor; aerodynamic noise; computational fluid dynamics （CFD）; Lighthill acoustic analogy

0"引言

目前，電機噪聲已成為影響列車舒適性的重要因素，電機噪聲控制是近年來的重點關(guān)注方向。電機噪聲可分為氣動噪聲、電磁噪聲和機械噪聲三大類［1］。自通風(fēng)永磁同步電機是軌道車輛常用的電機類型，其結(jié)構(gòu)中含有風(fēng)扇，根據(jù)以往在高轉(zhuǎn)速下的牽引電機噪聲測試經(jīng)驗，冷卻風(fēng)扇所產(chǎn)生的氣動噪聲是電機的主要噪聲源［2-3］。

近年來，很多學(xué)者對自通風(fēng)永磁同步電機（self-ventilated permanent magnet synchronous motor，SVPMSM）氣動噪聲的研究和優(yōu)化都是針對風(fēng)扇結(jié)構(gòu)的［4-8］。KRISHNA等［6］通過修改風(fēng)扇幾何形狀來降低電機風(fēng)扇的氣動噪聲；MIZUNO等［7］設(shè)計了風(fēng)扇葉片不等間距排布的方案，進一步達到降低牽引電機氣動噪聲的目的；PREZELJ等［8］發(fā)現(xiàn)與帶有直立葉片的電機相比，帶有傾斜葉片的電機的噪聲在心理聲學(xué)方面有更好的結(jié)果。除了風(fēng)扇葉片的設(shè)計優(yōu)化以外，有學(xué)者對旋轉(zhuǎn)機械的其他結(jié)構(gòu)也進行了較深入的研究［9-10］。LEE［9］對電機的帽半徑和電機入口參數(shù)進行靈敏度分析，發(fā)現(xiàn)電機的帽半徑和電機其他參數(shù)之間的相互作用不顯著；HARIHARAN等［10］研究了風(fēng)機的進口間隙對氣動性能的影響，但是未能將研究結(jié)果延伸到對氣動噪聲的影響。另一方面，為了更好地對電機進行散熱，自通風(fēng)永磁電機的機座中會有風(fēng)道與外界相通，方便將風(fēng)扇產(chǎn)生的氣流輸送到電機外。目前通過風(fēng)道對電機氣動噪聲進行優(yōu)化的研究較少，但是利用風(fēng)道的設(shè)計對通風(fēng)管道進行降噪的研究［11-14］早已屢見不鮮，然而將其應(yīng)用到電機的卻并不多見。風(fēng)道在電機中的主要作用是通過輸送氣流達到冷卻電機的效果，在這過程中可以充分利用風(fēng)道的設(shè)計達到降噪的目的。

自通風(fēng)永磁同步電機的氣動噪聲主要來源于冷卻風(fēng)扇，本文從自通風(fēng)永磁同步電機的噪聲試驗入手，利用計算流體動力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）和Lighthill聲類比［15］方法，建立氣動噪聲仿真計算模型對電機噪聲特性進行預(yù)測研究，包括電機整機的仿真模型和排除風(fēng)道影響的簡化模型，并分別從風(fēng)扇和風(fēng)道兩方面進行氣動噪聲的優(yōu)化研究。

1"電機試驗測試

1.1"電機規(guī)格

本文研究的電機為自通風(fēng)永磁同步電機，主要由風(fēng)扇、定子、轉(zhuǎn)子、永磁體、繞組、轉(zhuǎn)動軸、機殼、前后端蓋等組成。自通風(fēng)永磁同步電機的相應(yīng)規(guī)格參數(shù)如表1所示。

1.2"電機噪聲測試

試驗設(shè)備包括麥克風(fēng)、LMS數(shù)據(jù)采集模塊等，測試示意圖見圖1a，測試現(xiàn)場照片見圖1b。電機工作在空載狀態(tài)，信號采樣頻率為51 200 Hz。

麥克風(fēng)的放置位置符合GB/T25123.4—2015標準［16］，設(shè)置5個關(guān)鍵測點。

2"電機噪聲研究模型

2.1"氣動噪聲計算模型

自通風(fēng)永磁同步電機的氣動噪聲預(yù)測模型是一個由時域流場分析和頻域聲場分析組成的計算模型。首先，由基于CFD求解的定常流場得到初始流動條件，其流場計算模型如圖2所示，包括進口流域、出口流域和管道流域三個穩(wěn)定域以及風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)域，湍流模型選擇RNG k-ε模型，風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)域選擇多參考系模型，進口設(shè)為壓力進口，出口設(shè)為壓力出口；當(dāng)定常流場計算收斂后，以定常結(jié)果為基礎(chǔ)求解非定常流場，湍流模型選擇大渦模擬，風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)域選擇滑移網(wǎng)格，經(jīng)過計算后得到內(nèi)部流場的時域結(jié)果（密度和速度）；根據(jù)非定常流場計算結(jié)果，在頻域采用Lighthill聲類比方法計算氣動噪聲激勵源，激勵源包括Lighthill體聲源和面聲源兩種邊界條件；最后，通過聲場有限元法（finite element method，F(xiàn)EM）建立有限元模型，用于計算電機外輻射噪聲，如圖3所示。其中，流場計算網(wǎng)格為六面體網(wǎng)格，旋轉(zhuǎn)域的網(wǎng)格尺寸小于1 mm，同時劃分邊界層網(wǎng)格，邊界層網(wǎng)格尺寸滿足非定常計算中采用的湍流模型的壁面函數(shù)要求，對于電機內(nèi)外靜止域，面網(wǎng)格尺寸為1～15 mm。整體網(wǎng)格的最小正交質(zhì)量為0.038。聲場網(wǎng)格在流體網(wǎng)格的基礎(chǔ)上向外進行輻射網(wǎng)格劃分，最大體網(wǎng)格尺寸為15 mm。

電機在4250 r/min轉(zhuǎn)速下，經(jīng)過流場計算后，電機內(nèi)部流場子午面、風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面和風(fēng)道切面的速度和渦流強度如圖4所示，其中風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面和風(fēng)道切面分別位于風(fēng)扇葉片軸向中心和風(fēng)道軸向中心處。由圖4可以看出，從風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)域到風(fēng)道入口的速度較大，而風(fēng)道內(nèi)部流速較小；從風(fēng)扇流域到風(fēng)道內(nèi)均存在較大的渦流強度，尤其風(fēng)扇區(qū)域的回轉(zhuǎn)面內(nèi)渦流強度相對周邊較大，說明這里有高強度的旋渦運動，這也是電機氣動噪聲產(chǎn)生的主要原因。

2.2"無風(fēng)道的簡化模型

為了排除風(fēng)道，單獨研究風(fēng)扇結(jié)構(gòu)對氣動噪聲的影響，本文采用圖5所示的電機流場模型，只包含風(fēng)扇和端蓋兩個部件，除了風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)域外還包含進口和出口兩個流場穩(wěn)定域。利用CFD建立流場計算模型，其中壓力入射面位于進口流場的上端，壓力出口面位于出口流場的側(cè)面。電機聲場模型也作了適當(dāng)簡化，當(dāng)僅考慮電機風(fēng)扇結(jié)構(gòu)對氣動噪聲的影響時，電機風(fēng)道可簡化為環(huán)狀風(fēng)道，如圖6所示。電機優(yōu)化研究的轉(zhuǎn)速均為4250 r/min。圖7給出了簡化模型在流場中的結(jié)果，與圖4中原電機的風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面的流場結(jié)果相比，速度流線圖和渦流強度圖雜亂程度明顯降低，說明原電機風(fēng)道對電機氣動噪聲可能有些許放大作用。

2.3"模型驗證

經(jīng)聲場計算后，得到原電機在轉(zhuǎn)速4250 r/min下5個關(guān)鍵測點的總聲壓級（overall sound pressure level，OSPL）和聲功率級（sound power level，SWL），如圖8a所示，其中還包括相應(yīng)轉(zhuǎn)速下的測試結(jié)果，以及排除風(fēng)道的簡化模型的結(jié)果。從圖8a中可以看出，原電機仿真得到的總聲壓級變化規(guī)律與試驗相符，從聲功率級的大小可以看出，兩者相差0.6 dB（A）。而對于簡化模型，聲功率級低于電機整機試驗值1.5 dB（A），各測點的總聲壓級變化規(guī)律與原電機仿真和試驗結(jié)果不同，在測點1、2、3和5處，簡化模型的總聲壓級低于原電機的總聲壓級，而測點4卻高于原電機，這可能是因為測點4離風(fēng)扇最近，而其余四點沒有風(fēng)道的氣流傳輸作用，導(dǎo)致噪聲水平相對較低，這也可以從前面的流場結(jié)果分析得出，缺少風(fēng)道的簡化模型氣流的紊流情況明顯減弱。由圖8b測點1處的聲壓級（sound pressure level，SPL）曲線對比可以看出，試驗、仿真以及簡化模型在1倍的葉片通過頻率（blade passing frequency，BPF）等于葉片數(shù)量乘轉(zhuǎn)速除以60，即1204 Hz處均出現(xiàn)峰值，但是原電機仿真結(jié)果在500 Hz和750 Hz出現(xiàn)了峰值，這可能是由于風(fēng)道模態(tài)與流場激勵發(fā)生共振導(dǎo)致的，而簡化模型由于無風(fēng)道，因此這兩個頻率處并未產(chǎn)生峰值。

3"電機氣動噪聲優(yōu)化

3.1"風(fēng)扇優(yōu)化

3.1.1"風(fēng)扇內(nèi)半徑大小

圖9為電機風(fēng)扇結(jié)構(gòu)示意圖，其中，風(fēng)扇由上方的圓環(huán)、中間的葉片和下方的底座組成。圖9b為葉片排布示意圖，標注了葉片底部尺寸和風(fēng)扇內(nèi)外半徑。

原風(fēng)扇內(nèi)半徑r約為132 mm，分別計算了風(fēng)扇內(nèi)半徑r為112，122，142 mm時風(fēng)扇模型的流場結(jié)果及5個關(guān)鍵測點處的噪聲水平。圖10為電機風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面在三種內(nèi)半徑時的速度流線圖和渦流強度圖，可以看出，與原風(fēng)扇相比，內(nèi)半徑變化對流場的影響并不明顯。圖11所示為不同風(fēng)扇內(nèi)半徑下的5個關(guān)鍵測點的總聲壓級和聲功率級，可以發(fā)現(xiàn)，風(fēng)扇內(nèi)半徑對各點處的總聲壓級影響較小，尤其是測點1、3、5；對聲功率級也只有較小影響，聲功率級最大相差2.7 dB（A）。圖12所示為不同內(nèi)半徑下測點1的聲壓級頻譜，可以發(fā)現(xiàn)，不同內(nèi)半徑的聲壓級曲線彼此接近，并且均在主要BPF處出現(xiàn)峰值，從總聲壓級來看，內(nèi)半徑r為112 mm時具有最小值，122 mm時具有最大值，與原模型相比，總聲壓級最大相差1.1 dB（A）。

由以上分析可知，風(fēng)扇內(nèi)半徑對電機氣動噪聲影響較小，這主要是因為風(fēng)扇內(nèi)徑變化對風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面流場結(jié)果影響不大，速度和渦流特性變化較小。

3.1.2"風(fēng)扇葉片彎曲弧度

所選取的電機風(fēng)扇葉片彎曲弧度如表2所示，弧度1彎曲程度較小，弧度3彎曲程度較大，而弧度2接近直線。經(jīng)流場計算后，電機風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面在三種弧度下的速度流線圖和渦流強度圖見圖13，可以看出，與原風(fēng)扇相比，弧度對流場的影響并不明顯。圖14所示為不同弧度下各關(guān)鍵測點的總聲壓級和聲功率級，可以發(fā)現(xiàn)，風(fēng)扇葉片弧度在測點1、3、5的總聲壓級相差不大，而對測點2、4有明顯影響，與原弧度相比，聲功率級均有所增大，差距最大為1.9 dB（A）。圖15所示為不同弧度時測點1的聲壓級頻譜，可以看出，與原弧度相比，改變弧度后會讓1倍BPF處的峰值有所增大。

由以上分析可知，風(fēng)扇葉片彎曲弧度對電機氣動噪聲影響較小，這同樣是因為彎曲弧度變化后的流場結(jié)果與原弧度的流場結(jié)果相似，速度和渦流特性基本不變。

3.1.3"風(fēng)扇葉片數(shù)量及排布

原風(fēng)扇具有17個等距排布的葉片，考慮將風(fēng)扇葉片數(shù)量和排布情況作為優(yōu)化變量，設(shè)計了風(fēng)扇分別具有等距排布和不等距排布的9個和13個葉片，其中不等距排布如圖16所示。圖17和圖18分別為等距情況下風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面的速度流線圖和渦量強度圖，圖19和圖20分別為不等距情況下風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面的速度流線圖和渦量強度圖。由圖17可以看出，隨著葉片數(shù)量增多，葉片迎風(fēng)面處的流速逐漸增大，這是由于當(dāng)葉片數(shù)量增多后，葉片間的距離縮短，上一個葉片流動過程中形成的尾跡容易與下一個葉片相撞，導(dǎo)致速度增大。由圖18可以看出，渦量強度較大的地方集中在葉片兩側(cè)，并且葉片數(shù)量越多，外側(cè)渦流尾跡面積越小。由圖19和圖20可以看出，當(dāng)葉片分布不等距時，在風(fēng)扇葉片數(shù)量較少的情況下，葉片聚集的地方容易出現(xiàn)速度流線的彎折現(xiàn)象，而在相應(yīng)的位置上也會出現(xiàn)渦量增大的情況，這種現(xiàn)象隨著葉片數(shù)量增多而逐漸減少。

圖21所示為風(fēng)扇葉片為9個和13個時，等距與不等距排布時其測量面平均速度的對比，速度測量面的位置如圖5所示。從9個葉片和13個葉片的平均速度來看，與等距排布相比，不等距排布的風(fēng)扇速度變化波動較大，存在更加明顯的周期性，其平均速度逐漸低于或始終低于等距分布的平均速度，因此從風(fēng)扇空氣流動性的角度考慮，風(fēng)扇葉片等距分布對電機冷卻有更加明顯的作用。

經(jīng)聲場計算后，葉片不同排布時5個關(guān)鍵測點處的總聲壓級以及聲功率級如圖22所示。由等距排布下葉片數(shù)量為9、13、17的聲功率級可以發(fā)現(xiàn)，每增加4個葉片，聲功率級降低0.4～1.1 dB（A）。由聲壓級曲線可以發(fā)現(xiàn)，隨著葉片數(shù)量增加，除了測點4以外，其他測點處的總聲壓級均有所降低；另一方面，測點2的降低幅度是最小的，這是因為風(fēng)扇為離心風(fēng)扇，因此位于風(fēng)扇轉(zhuǎn)軸前方和后方的測點4和測點2所受到的影響較小。圖23所示為葉片等距排布時不同葉片數(shù)量下測點1的聲壓級頻譜，當(dāng)葉片數(shù)量為9、13、17時，轉(zhuǎn)速為4250 r/min的BPF出現(xiàn)在637.5 Hz、920.8 Hz和1204.2 Hz，并且噪聲幅值隨著葉片數(shù)量的增加而逐漸降低，因而導(dǎo)致總聲壓級隨著葉片數(shù)量的增加而逐漸降低。

由前面的分析可知，隨著葉片數(shù)量的增加，葉片外側(cè)渦流強度較大的區(qū)域面積減小，平均速度增大但逐漸平緩，這就導(dǎo)致隨著葉片增多，氣流波動降低，音調(diào)噪聲逐漸降低，進而總聲壓級和聲功率級降低。

由等距排布和不等距排布的對比可以看出，不等距排布造成的聲功率級普遍高于等距排布下的聲功率級。其中，當(dāng)葉片數(shù)量為9時，葉片不等距排布的風(fēng)扇相對于等距排布聲功率級增大了3.2 dB（A）；而葉片數(shù)量為13時，葉片不等距排布相對于等距排布聲功率級僅增大了0.7 dB（A）。說明葉片數(shù)量較多時，不等距排布產(chǎn)生的噪聲水平會接近等距排布，這是由于葉片數(shù)量較多時不等距排布的渦量和速度流場結(jié)果與等距排布時接近。

從圖22的總聲壓級曲線中可以看出，當(dāng)葉片數(shù)量為9時，除了測點4以外，等距與不等距兩種方案下的其他各測點總聲壓級相差較大，尤其是不等距時，總聲壓級最大的點由測點4變成測點1；當(dāng)葉片數(shù)量為13時，除測點2以外，其他測點在葉片不等距的情況下總聲壓級均增大。圖24所示為葉片數(shù)量分別為9和13時等距排布與不等距排布下測點1的聲壓級頻譜，可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)葉片不等距排布時，兩種葉片數(shù)量下的BPF均向低頻移動，并且BPF處的噪聲幅值增大，因而導(dǎo)致不等距排布的總聲壓級大于等距排布。

3.2"風(fēng)道優(yōu)化

由于膨脹腔具有很好的消聲作用［17-19］，已被廣泛應(yīng)用于各種設(shè)備中，因此考慮在電機機座風(fēng)道內(nèi)添加膨脹腔，研究膨脹腔對電機氣動噪聲的影響。電機機座內(nèi)共有24根風(fēng)道，如圖25a所示，圖中標注了風(fēng)道整體結(jié)構(gòu)尺寸，包括與風(fēng)扇相連的過渡風(fēng)道內(nèi)外徑、厚度及下游風(fēng)道軸向長度。從圖25b的風(fēng)道橫向剖面圖中可以發(fā)現(xiàn)，所有風(fēng)道根據(jù)其形狀可大致由三種形狀風(fēng)道排列而成，標識為#1～#3，從接近y軸正方向的位置開始，沿逆時針以#1、#2、#3、#3、#2、#1排列，其余部分與以上排列關(guān)于x軸或y軸對稱分布，#1、#2、#3風(fēng)道的截面尺寸如圖25c所示，單位均為mm。

由于電機機座厚度有限，風(fēng)道截面形狀和面積各不相同，因此無法設(shè)計截面面積過大或截面形狀統(tǒng)一的膨脹腔，在#1～#3風(fēng)道中分別加入接近原風(fēng)道形狀但尺寸不同的膨脹腔，如圖26所示。其中，圖26a中標注了方案1的膨脹腔的位置尺寸，其膨脹腔長度均為94.4 mm。

根據(jù)結(jié)構(gòu)不同，以Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ表示不同形狀的膨脹腔，分別放置在風(fēng)道#1～#3中，在剖面圖中標注了不同膨脹腔的排布，其中“R”表示靠近風(fēng)道入口、距離風(fēng)道出口為279.2 mm的位置，“L”表示靠近風(fēng)道出口、距離風(fēng)道出口為92.4 mm的位置。例如“RⅠ”表示Ⅰ膨脹腔放置在靠近風(fēng)道入口、距離風(fēng)道出口為279.2 mm的#1風(fēng)道中，如圖26a所示。圖26a中同樣展示了Ⅰ～Ⅲ膨脹腔的截面尺寸，其尺寸略大于原風(fēng)道#1～#3截面尺寸。

方案2的膨脹腔長度為134.4 mm，圖26b中標注了方案2的膨脹腔的位置尺寸，其剖面圖中膨脹腔的排列方式和截面尺寸均與方案1相同。

方案3的膨脹腔長度均為94.4 mm，圖26c中標注了方案3的膨脹腔的位置尺寸，其剖面圖中膨脹腔的排列方式也與方案1相同，但此方案中不再區(qū)分不同風(fēng)道中膨脹腔的位置，同一風(fēng)道內(nèi)含有兩個相同的膨脹腔，相鄰兩個膨脹腔之間的軸向間距為92.4 mm，膨脹腔的截面尺寸與方案1相同。

運用傳遞矩陣法對兩個方案的膨脹腔進行傳聲損失計算，相應(yīng)的結(jié)果如圖27所示，在3000 Hz內(nèi)，三個方案的傳聲損失曲線均有兩個波峰，但峰值頻率有所不同，方案1和方案3的主要峰值頻率均為900 Hz和2700 Hz左右，而方案2的峰值頻率在630 Hz和1900 Hz左右，膨脹腔越短，傳聲損失的波峰越寬。由于方案1和方案2的每根風(fēng)道只有一個膨脹腔，且截面變化率相同，因此傳聲損失幅值相同。方案3存在多個不同幅值的波峰，其中最大的高達2 dB，從傳聲損失來看，方案3具有更好的消聲性能。

將三種風(fēng)道設(shè)計方案中的風(fēng)道建模后加入到電機整機模型中，建立電機流場模型，經(jīng)計算后得到三種方案風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面和風(fēng)道切面的流場結(jié)果，如圖28和圖29所示。可以看出改變風(fēng)道結(jié)構(gòu)后，與原電機流場（圖4）相比，風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面邊緣區(qū)域的速度顯著降低，渦流強度也相應(yīng)有所減小；從風(fēng)道切面來看，速度也有所降低，但風(fēng)道邊緣的渦流強度有所增大，這可能與風(fēng)道中存在膨脹腔有關(guān)，風(fēng)道截面面積的變化導(dǎo)致氣流的渦量強度增大。

經(jīng)聲場計算得到三個風(fēng)道優(yōu)化方案中5個關(guān)鍵測點處的總聲壓級，如圖30a所示，可以看出，風(fēng)道設(shè)計方案3對氣動噪聲有較好的降噪效果，與原電機仿真相比降低了2.3 dB（A），而方案1和方案2分別降低了2.2 dB（A）和2.1 dB（A）；從測點來看，幾乎所有測點在兩種設(shè)計方案下總聲壓級均能降低，但由于測點2位于電機風(fēng)道氣流出口、測點4位于電機風(fēng)扇處的端蓋外側(cè)，因而兩個測點的降噪效果不夠顯著。圖30b所示為測點1處的聲壓級頻譜，可以發(fā)現(xiàn)，風(fēng)道優(yōu)化后，在1倍的BPF處仍然出現(xiàn)峰值，與原電機仿真結(jié)果對比，峰值處幅值相近，但在低于1250 Hz的頻率范圍內(nèi)三個優(yōu)化方案的幅值明顯低于原電機，而在1250 ～3000 Hz內(nèi)三者頻譜的幅值相差不大，這是由于膨脹腔對低頻的消聲效果優(yōu)于對高頻的消聲效果。同時，方案1和方案3的聲壓級曲線在900 Hz和2800 Hz左右出現(xiàn)波谷，而方案2波谷頻率在700 Hz和1800 Hz左右，這分別對應(yīng)各個方案下的膨脹腔傳遞損失曲線（圖27）中的波峰頻率。

4"結(jié)論

1）通過電機整機的氣動噪聲仿真模型計算4250 r/min轉(zhuǎn)速下的流場和聲場特性，從流場結(jié)果中發(fā)現(xiàn)電機氣動噪聲主要由風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生，而風(fēng)道中也存在較大的速度和渦量，經(jīng)聲場計算后，總聲壓級曲線與試驗值接近，聲功率級與試驗值差距不超過0.6 dB（A），證明氣動噪聲的整機仿真模型能夠有效地預(yù)測電機氣動噪聲。

2）為排除電機風(fēng)道的影響，建立了電機風(fēng)扇的簡化模型來預(yù)測由風(fēng)扇產(chǎn)生的氣動噪聲并進行優(yōu)化設(shè)計。與電機整機試驗結(jié)果對比，簡化模型的聲功率級低于試驗值1.5 dB（A），離風(fēng)扇最近的測點4的總聲壓級高于原電機，其他測點則低于原電機，這可能是因為其余四點沒有風(fēng)道的氣流傳輸作用，導(dǎo)致噪聲水平相對較低。從風(fēng)扇結(jié)構(gòu)參數(shù)研究結(jié)果來看，風(fēng)扇內(nèi)半徑和葉片彎曲弧度對氣動噪聲的影響較小，而葉片數(shù)量和排布方式對氣動噪聲的影響較大，葉片越少，噪聲水平越高。當(dāng)葉片不等距排布時，BPF向低頻移動，并且BPF處的噪聲幅值增大，因而不等距排布時的噪聲水平高于等距排布。從測點的總聲壓級結(jié)果來看，測點2、4受風(fēng)扇內(nèi)半徑和葉片彎曲弧度影響較大；測點1、3、5受風(fēng)扇葉片數(shù)量及排布影響較大。另外，風(fēng)扇葉片等距分布相對不等距排布更加有利于電機冷卻。

3）從風(fēng)道優(yōu)化來看，加入膨脹腔結(jié)構(gòu)有利于降低風(fēng)扇回轉(zhuǎn)面邊緣的速度和渦量強度，對電機氣動噪聲有較好的降噪效果，其中，膨脹腔長度為94.4 mm且每根風(fēng)道上有兩個膨脹腔方案相比其他方案有更低的聲功率級；從測點來看，幾乎所有測點在兩種設(shè)計方案下總聲壓級均能降低，但測點2由于位于電機風(fēng)扇氣流出口，故降噪效果不夠顯著；從頻譜來看，膨脹腔結(jié)構(gòu)對電機的氣動噪聲有明顯的降噪效果，尤其在風(fēng)道的傳遞損失波峰頻段，此結(jié)論可用于在常用轉(zhuǎn)速下對特定峰值噪聲頻段進行優(yōu)化。

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（編輯"袁興玲）

作者簡介：

孫艷紅，女，1993年生，博士研究生。研究方向為電機減振降噪。E-mail：sunyanhong@zju.edu.cn。

鄭"旭*（通信作者），男，1983年生，副教授、博士研究生導(dǎo)師。研究方向為噪聲、振動與人因工程。E-mail：zhengxu@zju.edu.cn。

本文引用格式：

孫艷紅，龐聰，張偉，等.自通風(fēng)永磁同步電機的氣動噪聲優(yōu)化［J］. 中國機械工程，2025，36（1）：18-28.

SUN Yanhong， PANG Cong， ZHANG Wei， et al. Aerodynamic Noise Optimization of Self-ventilated Permanent Magnet Synchronous Motors［J］. China Mechanical Engineering， 2025， 36（1）：18-28.

收稿日期：2023-07-24

基金項目：國家自然科學(xué)基金（51975515）