电动客车用永磁同步电机噪声特性研究

康 娟，蒋卫伟，杨思雨，丁计飞，秦亚坤

(郑州市宇通客车股份有限公司，郑州 450061)

0 引 言

新能源客车用永磁同步电机具有调速范围宽、功率密度高、高效区占比大和结构紧凑等特点，往往因高功率密度和轻量化设计导致电机的结构刚度变差，电磁力波幅值增大，因此容易引起较大的电磁振动和噪声[1]。随着人们对客车NVH性能的要求越来越高，电驱动系统作为纯电动汽车主要的噪声源之一，电机的NVH性能受到了广泛的关注，电机的振动噪声特性成为衡量电机性能的重要指标。

本文以一台额定功率为80kW的10极60槽径向磁通永磁同步电机为研究对象，基于有限元法建立电磁场仿真模型，对比分析电机在空载和额定负载工况下作用于电机定子齿部的径向电磁力波差异及其频域特性，最后通过半消声室进行电机空载和额定负载噪声试验，验证了电机噪声的阶次特性，并结合实验数据分析了电机空载与额定负载工况电机噪声的差异。

1 永磁同步电机噪声产生机理

根据振动噪声产生机理的不同，电机噪声大致分为：机械噪声、空气动力噪声和电磁噪声[2]。

1.1 机械噪声

电机转子的不平衡，轴承的磨损以及结构共振是形成机械噪声的主要原因。由于转子质量中心线与转轴中心线不重合产生不平衡引起的旋转噪声，其频率为转轴旋转频率及倍数频率，通常伴随有一阶振动出现[3]。电机运行时，轴承滚珠与内、外圈滚道滚动摩擦，滚珠与滚道接触处发生周期性弹性变形，从而产生振动噪声。当轴承磨损严重或因装配误差导致轴承径向游隙较小时，将产生剧烈的机械噪声。

1.2 空气动力噪声

空气动力噪声是电机高速旋转时机座内腔气体压力的急剧变化和气流与流经通道的摩擦所产生，空气动力噪声通常随气流传播[4]。车用永磁同步电机通常采用水冷，无通风系统和风扇，且生产制造中尽可能保证转子表面光滑，因此，空气动力噪声对电机总声压级的贡献较小。

1.3 电磁噪声

电机气隙磁场作用于定子铁心所产生随时间和空间变化的电磁力，激发电磁振动并通过机座辐射电磁噪声。电磁力有径向和切向两个分量，径向分量使定子铁心产生周期性振动和变形，是引起电磁噪声的主要来源；切向分量使定子齿顶相对根部发生弯曲并产生局部振动，是产生电磁噪声的次要来源。永磁同步电机定子与机座通常为刚性连接，定子铁心的周期性振动直接传递至机壳，使周围的空气产生脉动并辐射噪声。当径向电磁力波的频率与电机定子系统的谐振频率接近时，电机将发生共振并辐射严重的电磁噪声。

当前研究表明，在电机噪声类别中电磁噪声占绝大贡献[5]，因此，从电磁力波着手分析和抑制电磁噪声是提升电机NVH水平一种快速且有效的方法。

2 永磁同步电机电磁力波分析

电磁噪声来源于电磁振动，电磁振动是由电机气隙磁场作用于定子铁心产生的电磁力波所激发[6]。对于径向磁通电机，因磁通密度的径向分量远大于切向分量，所以径向电磁力对电磁噪声起主导作用。而引发电磁噪声的径向电磁力取决于定、转子的绕组磁势和气隙磁导，因此，对引起电机电磁噪声的电磁力的研究问题即转化为对电机定、转子磁场的分析。

2.1 解析法计算径向电磁力波

由麦克斯韦张量法，作用于定子铁心表面单位面积的径向电磁力波为

(1)

切向电磁力为

(2)

式中,μ0为空气磁导率，μ0=4π×10-7H/m，br(θ,t)为径向气隙磁密，bt(θ,t)为切向气隙磁密。

在不考虑铁心磁阻并忽略磁路饱和的影响，电机气隙磁密可由气隙磁动势f(θ,t)和单位面积磁导λ(θ,t)的乘积求得，即

b(θ,t)=f(θ,t)λ(θ,t)

(3)

式中,f(θ,t)为气隙磁动势；λ(θ,t)为单位面积气隙磁导，θ为电角度，t为时间。

对于定子绕组每极每相槽数为整数的电机，其定子绕组气隙谐波和转子谐波的极对数为

v=(6m+1)pm=0,±1,±2,±3,…
μ=(2n+1)pn=0,1,2,3,…

(4)

式中,v、μ分别为定子、转子的谐波极对数。

定子谐波与转子谐波相互作用产生的电磁力波次数及其频率为

γ=(μ±v)
fγ=(1±μ)f0

(5)

式中，γ为力波次数，fγ为力波激振频率，f0为电源频率。

由式(1)～式(5)可知，当电磁力谐波的次数较大时，其激振频率较高，与之对应的谐振频率较大，且电磁力幅值较小从而引起的电磁振动较小，不易诱发较大的电磁噪声。因此，在电机NVH开发时应重点研究低阶次电磁力波。表1列出10极60槽电机可能存在的径向电磁力波的空间阶数，由表1可知，电磁力波阶数是转子极数的整数倍。

表1 径向电磁力波空间阶数

永磁同步电机通常采用变频器供电，输入的电流或电压不是理想的正弦波，而是一系列等幅不等宽的电流或电压脉冲，对其进行傅里叶变换可得到一系列的时间谐波[7]。电流的时间谐波将在定子磁场中产生高频谐波成分，进而引发电机的振动噪声。由电机的转矩方程[8]：

(6)

式中,p为极对数，ψ为定子绕组磁链；iq和id为q轴和d轴电流，Lq和Ld为q轴和d轴电感，θ为相电流与主磁极的夹角。

对于永磁同步电机，电源频率f0=np/60，n是电机主轴转速，以电机转速为参考转速，则电流基频为5阶。由式(6)可知，转矩中存在电流基频及其6倍谐波，即30阶谐波成分。

2.2 有限元法计算径向电磁力波

本文所研究的驱动电机为10极60槽永磁同步电机，转子采用内置V字型结构，定子槽型为梨形槽，表2为电机主要参数。建立电机的电磁有限元仿真模型，采用时步有限元法对永磁同步电机电磁力波进行仿真分析。

表2 电机主要参数

对电机定子绕组施加三相交流电，得到电机空载磁密分布如图1所示。从图中可以看出电机的磁密在定子齿部较大，并在转子永磁体端部的隔磁槽处达到饱和。每极下空载气隙磁密-角度曲线，如图2所示。

图1 电机空载磁密云图

图2 电机每极下空载气隙磁密

将电机的气隙磁密代入式(1)～式(2)可得到电机径向和切向电磁力波随空间角度变化的曲线，如图3所示。可以看出，由于定子开槽，电磁力波在定子铁心齿部波动较大。

图3 电机空载电磁力波

2.3 电机空载与额定负载径向电磁力波对比分析

电机工作时通常带有一定载荷，因此电机负载噪声更能真实反映电机在整车上的噪声水平，为研究电机在不同转速下额定负载与空载电磁力波差异，选取低速大负载(转速1000r/min、转矩250Nm)、恒功率(转速4000r/min、转矩191Nm)和高速弱磁(转速6000r/min 、转矩127Nm)三个工况点对比电机额定负载和空载时径向电磁力波，对电机径向电磁力进行FFT分析，得到电机的电磁力谐波的幅值分布如图4～图6所示。

图4 1000r/min额定负载与空载径向电磁力波对比

图5 4000r/min额定负载与空载电磁力谐波对比

图6 6000r/min额定负载与空载电磁力谐波对比

从图4～图6可以看出，额定负载下0阶、10阶30阶、50阶、60阶电磁力的幅值均高于空载。随着电机转速升高，0阶力波幅值降低，10阶力波幅值显著增大，30阶、60阶力波增加较少。这是由于电机高速运行时，弱磁电流增加，引起气隙磁场产生畸变，从而导致电磁力谐波含量增加。

3 电机定子结构特性分析

电机定子结构在径向电磁力波的激励下产生振动，其振动幅值与电磁力波的频率、幅值以及定子结构的谐振频率等因素有关，将定子系统等效为带端盖的圆柱形壳体，则r阶径向电磁力波产生的振动位移为[9]

(7)

式中,M为定子和机座的总质量；ωm为m阶固有角频率；ωr为r阶电磁力波角频率；Fm为径向电磁力，其表达式为Fm=πDLpr，其中D为铁心内径；L为电机铁心有效长度；pr为r阶电磁力密度幅值；ζm为模态阻尼比，表达式为

(8)

式中，fm为电机结构的固有频率。

由式(7)可知，定子系统的振动位移与力波幅值Fm成正比，与力波阶数r成反比。当电磁力波频率与电机固有频率相近时，振动幅值最大，并向外辐射较大的电磁噪声。因此，在电机结构设计时应尽量使电机模态频率避开电磁力波频率，两者差值越大越好。

为避免电机在运行中发生共振，需要对电机结构模态频率进行预测。本文通过有限元法对定子结构进行有限元模态分析，2、3、4、5阶模态振型仿真结果如图7所示，2～6阶模态频率如表3所示。

图7 定子铁心模态振型仿真结果

表3 电机定子模态频率有限元分析结果

仿真结果表明，电机定子2阶、3阶模态频率较低，在电机调速中低阶电磁力波频率与模态频率接近时容易引起较大的电磁噪声。

4 电机噪声台架试验

电机噪声试验在动力总成半消声室中进行，试验台架如图8所示，测试电机空载稳态、负载稳态声压级和空载瞬态加速工况的噪声数据，分析电机空载噪声阶次特性和额定负载声压级变化。

图8 电机噪声试验台架

试验中关闭半消声室舱门和通风系统，穿墙轴由声学隔声罩覆盖。噪声采集仪器为西门子振动噪声数据采集分析系统LMS.Test.Lab。采用1米声压法，在距离电机外包络面1米处布置8个传声器，采集各测点的A计权下声压级:

(9)

4.1 电机空载噪声阶次特性研究

为研究电机空载噪声特性，进行电机空载100～6000r/min升速试验，图9为电机1米声压级阶次谱图，可以看出，在8000Hz内电机的噪声主要为10阶、20阶、30阶和60阶，随转速升高，10阶噪声增大，30阶、60阶噪声变化较小，与2.3中电磁力波仿真结果吻合。其中，10阶噪声是由电磁力波引起，30阶噪声与电流基波的6倍对应，60阶噪声主要由永磁电机的齿槽转矩波动产生。

图9 电机空载1米声压级阶次谱

在图9电机空载噪声阶次谱中变频器开关频率6000Hz附近存在“倒伞状”的谐波激励，这是由于变频器输入电机的三相交流电在定子磁场中产生的关于开关频率对称的一系列高次谐波成分导致，其频率为

fn=nfT±mf0

(10)

式中，n和m为正整数，fT为开关频率。由图9可以看出，在6000Hz附近，电流的3次谐波较大。

4.2 电机空载与负载稳态声压级分析

电机负载噪声试验所选的工作点如图10所示。测试电机转速在500～6000r/min (步长为500r/min)，额定负载和空载工况下的稳态声压级，测试结果如图11所示。

图10 电机额定负载工况点选取

图11 电机额定负载与空载声压级

从噪声对比数据可知，在1500r/min以下，电机输出额定扭矩250Nm声压级较空载高9dB(A)以上，在2000～5000r/min区间，电机额定负载噪声较空载高6-8dB(A)，5500r/min、6000r/min转速点额定负载高于空载声压级2～3dB(A)。产生上述差异的原因一方面为电机在低速大负载工况点作用在定子齿顶的切向力远大于空载，另一方面为在低速区由轴承引起的机械噪声在额定负载与空载时相差较多。而随着电机转速增加，电机运行至恒功率区，电机输出转矩减小，电机额定负载与空载噪声差值减小。进入弱磁区后，随电机转速进一步升高，弱磁电流增大导致磁场畸变，径向电磁力谐波增大，导致电磁噪声增加，额定负载声压级与空载声压级的差值进一步缩小。

为研究相同负载下转速变化对电机噪声的影响，分别测试在50Nm负载、3000～6000r/min(步长为1000r/min)时电机的稳态声压级，结果如图12所示。

图12 50Nm负载电机声压级

由图12可知，电机负载稳定在50Nm时，在3000～5000r/min内，随转速升高电机声压级近似线性增加，但进入高速区5000～6000r/min，电机负载噪声随转速增加急剧增大，这主要由弱磁电流变化引起。电机刚进入弱磁区工作弱磁电流较小，转速升高至5000r/min，弱磁电流增大导致电磁力谐波成分增加、幅值增大引起电磁噪声增大。

5 结 论

本文以一台10极60槽的径向磁通永磁同步电机为研究对象，基于电机噪声的产生机理，运用有限元仿真研究电机空载和负载工况下由径向电磁力波差异,分析了由径向电磁力波引起的电磁噪声特性，并通过试验研究，结果表明：(1)该电机的噪声阶次主要为10阶、20阶、30阶和60阶，其中，10阶噪声是由电磁力波引起，30阶噪声与电流基波的6倍对应，60阶噪声主要由永磁电机的齿槽转矩波动产生。(2)因电机在低速大负载工况作用于定子齿部较大的切向力和轴承噪声差异以及在高速区弱磁电流的影响，随转速升高，电机额定负载工况稳态声压级与空载的差值呈逐渐减小的趋势。通过理论分析和试验，验证了径向电磁力波特性分析与试验数据阶次特征的一致性，为永磁同步电机电磁噪声优化提供依据。