电动乘用车永磁电机的振动噪声测试及特性分析

丁 杰，尹 亮，李叶林

（湖南文理学院 机械工程学院，湖南 常德415000）

随着人们对环境保护与能源危机的重视，电动汽车已成为当前汽车产业发展的重要方向。乘用车的使用条件要求永磁同步电机具有较强的过载能力与较宽的调速范围，以及高功率密度化与轻量化，使得永磁电机的振动噪声问题较为凸显，尤其是高频电磁啸叫噪声会严重影响驾乘者的舒适性[1]。

永磁电机的电磁振动噪声研究主要集中在电机本体振动噪声的产生机理、控制侧引入的谐波对其影响及优化等方面。Fakam 等[2]将磁导的解析理论与电机的数值解相结合，得到电机的复数气隙磁导。兰华[3]基于周期分析法定性分析了永磁同步电机磁钢内置时的气隙磁场和电磁力波特征。Deng等[4]通过引入径向电磁力波修正系数来考虑变频驱动下的电流谐波对电磁振动的影响。Gieras 等[5]针对多相电机的噪声问题开展了系统性研究。李晓华等[6]通过建立逆变器电流-电磁场-结构场联合仿真模型，分析了不同工况下电流谐波对电机振动噪声特性的影响。王晓远等[7]对电动汽车永磁同步电机开展电磁场、模态、振动响应和电磁噪声等仿真分析，通过优化转子结构降低了电机的振动噪声。林福等[8]针对考虑电流谐波的永磁同步电机建立了电磁振动和噪声的半解析模型。Kurihara 等[9]提出通过减小径向力之和来降低电机噪声的电流调节方法。刘和平等[10]将电流谐波频谱整形与随机开关频率脉宽调制相结合，改善了电机的噪声性能。杜晋文[11]建立乘用车用内置式永磁同步电机的电磁-结构-声场耦合仿真模型，通过仿真分析了正弦供电和非正弦供电下的电磁振动噪声特性。冯勤龙等[12]对某乘用车驱动电机进行定子铁心的模态分析，确定了电机径向电磁力是产生低速啸叫问题的主要原因。

本文针对某电动乘用车永磁电机开展全工况的振动噪声测试及特性分析，探究致使其振动噪声过大的原因及两者间的映射关系，提出永磁电机的减振降噪方案，为提高永磁电机的噪声抑制水平提供指导。

1 电流谐波引起电磁力波的理论分析

电机采用逆变器进行驱动时，其定子电流是包含谐波的非正弦电流，用傅里叶级数表示为：

式中：n为时间谐波次数，n=2m1k±1，m1为相数，k=0,1,2,3,…为n次谐波电流峰值；ωn和φin分别为n次时间谐波电流的角频率和相位角。

n次时间谐波引起的定子、转子磁通密度空间-时间变化关系分别为：

式中：n和m分别为定子和转子空间谐波的次数；Bmνn和Bmμn分别为定子和转子磁通密度谐波幅值；α为距离坐标系原点的角度；ωn=2πnf为定子绕组时间谐波电流角频率，f为基波频率；ωμ,n为n次时间谐波对应的转子系统m次空间谐波角频率；φμ,n为n次时间谐波对应定子、转子空间谐波向量之间的角度差。

根据麦克斯韦应力张量，定子、转子的同次谐波电磁径向力分别为：

式中：μ0为自由空间的磁导率。

定子、转子谐波相互作用的电磁径向力为：

定子同次谐波（次数为n）产生的电磁径向力角频率、频率和阶次分别为：

转子同次谐波（次数为m）产生的电磁径向力角频率、频率和阶次分别为：

定子n次谐波与转子m次谐波产生的电磁径向力角频率、频率和阶次分别为：

逆变器的开关频率fsw与高次时间谐波fn=n′fsw±n″f相互作用将产生较大的电磁力。偏心会引起电机气隙存在脉动，进而引起磁通密度波动，产生的单侧磁拉力可能导致电机的弯曲模态和椭圆模态。

2 全工况的电机振动噪声测试及分析

2.1 振动噪声的测点布置及测试工况

某电动乘用车采用8 极48 齿槽永磁电机，该电机为水冷散热，不存在气动噪声源，其噪声主要是由定子电磁激励或者转子偏心所致的离心激振力和气隙偏心所致的电磁激励引起的电机壳体和定子的结构辐射噪声[13]。

为了评估电机全工况下的振动噪声水平，对比分析正、反转工况下电机振动噪声特性，并分析电机振动与噪声间的映射关系，开展了电机的振动噪声测试。噪声测试的传声器位置根据五点半球法确定，噪声测点N1～N5 分别布置在距离电机的法兰中心、左侧圆柱面中心、后端面中心、右侧圆柱面中心和上圆柱面中心1 m 的位置处。振动测点V1～V5分别布置在电机上圆柱面靠近法兰侧、电器盒上表面靠近法兰侧、电机左侧圆柱面中心、电机后端面和电机轴承座附近的位置处。测试现场如图1所示。

图1 电机振动噪声的测点布置

测试时，为避免负载的噪声干扰，将永磁电机设置为空载，尽管该状态下的振动噪声特性与额定工况存在一定差异，但其主要振动特性及量级基本接近。测试分为正转逐级加速（由100 r/min 至9 500 r/min，转速间隔为100 r/min）、反转逐级加速（由100 r/min至9 500 r/min，低转速段的间隔为500 r/min，高转速段的间隔为100 r/min）、反转加速（由0至9 500 r/min）和反转断电（由9 500 r/min至0）等4种工况。

2.2 总声压级统计分析

将永磁电机空载运行时正转和反转各转速工况下各测点的声压级数据进行A 计权计算，得到各测点的声压级和平均声压级。图2 为电机正、反转运行时A计权声压级随转速的变化和声压级对比。可以看出：

图2 电机正、反转时声压级

（1）整个转速工况范围内，电机正转运行时的最大声压级出现在9 100 r/min，其平均声压级为76.4 dB(A)，电机反转运行时的最大声压级出现在9 000 r/min，平均声压级为79.7 dB(A)；

（2）电机正转运行时，声压级在5 300 r/min 和9 100 r/min 处出现明显的峰值，且电机在5 200 r/min～5 600 r/min 和8 300 r/min～9 500 r/min 的转速区间内声压级较高（大于66 dB(A)）；电机反转运行时，声压级在5 100 r/min 和9 000 r/min 处出现明显的峰值，且电机在4 900 r/min～5 200 r/min 和7 700 r/min～9 500 r/min 的转速区间内声压级较高（大于66 dB(A)），需重点关注；

（3）电机转速小于8 000 r/min 时，除结构共振转速工况外，声压级较小且随转速变化平缓；电机转速大于8 000 r/min时，声压级出现明显提升现象，即永磁电机电磁力波随转速增大急速增加，建议对电磁设计进行适当优化；

（4）电机正转和反转运行时各测点声压级和平均声压级均存在一定的差异，总体表现为正转运行时声压级小于反转运行时声压级，即反转时电磁力波幅较正转时大；

（5）5 个测点中N2 的声压级最大，前后测点（N1、N3）声压级相差不大，左右测点存在较大差异，原因主要是左侧测点存在近距离反射面，以及结构不对称性引起的左圆柱面辐射声压较右侧大。

2.3 噪声频谱特性分析

将电机正转和反转运行时各测点的声压级进行1/3倍频程分析和频谱分析。图3和图4分别为正反转运行时测点N2的1/3倍频程三维谱图和相应的声压级幅值-频率-转速色谱图，其他测点的结果未列出。由图可知：

图3 正转工况下N2测点的噪声测试结果

图4 反转工况下N2测点的噪声测试结果

（1）电机正转和反转运行时，其噪声主要集中在以转速基频的1、2.5、3、3.5、4、7、8、10.5、16、24、40、56和88等阶次为中心频率的频带范围内；

（2）电机转速大于6 000 r/min时，电机噪声的1阶成分迅速增大，并逐渐成为最为主要的成分，在转速为9 000 r/min 附近时出现最大峰值（78 dB(A)），远大于其他频段的最大峰值（60 dB(A)），此时电机其余成分噪声几乎被掩盖，电机壳体低频共振轰鸣声表现非常突兀，需进行重点控制；

（3）IGBT 开关控制会引入其1、2 阶开关频率（fsw、2fsw）的电磁激励（高阶脉冲分量非常小可忽略不计），经电机电磁谐波的调幅作用，产生一系列以IGBT 开关频率1、2 阶为中心频率、以n 阶电磁谐波为正负梯度的电磁力波成分（见图5），这些成分的噪声对电机的总声压级存在较大的贡献，应予以关注；

（4）电机噪声16 阶成分在转速为5 200 r/min（正转时5 300 r/min，反转时5 100 r/min）附近出现明显峰值，且在该转速时，16阶成分对总声压级贡献最大，应予以重点关注。

2.4 噪声与振动的映射关系

为了分析噪声与振动之间的映射关系，图5 给出了电机壳体表面振动测点V1振动速度的幅值-频率-转速色谱图，其他测点的结果未列出。可以看出电机壳体表面各测点振动速度频谱特性与噪声基本一致，与电机电磁噪声完全为结构辐射噪声的事实相符。

图5 V1测点振动速度转速-频率-幅值色谱图

2.5 电机噪声的产生机理分析

图6 为N2 测点在反转加速工况下的声压级-频率-幅值色谱图。可以看出：电机在低转速（小于5 000 r/min）时1阶电磁力波引起的振动噪声幅值明显小于其他高阶成分，这是因为此时1 阶激励并没有与壳体产生共振；当转速大于5 000 r/min时，随着转速提升1 阶噪声成分迅速增大并逐渐成为主导，根据上述特性和电机的电磁力波特性，可推测该电机转子存在较大的偏心，当转速增大时，转子偏心呈转速的2 次方增大，这一方面会增大作用于电机壳体的离心激振力，同时也会增大电机转子与定子间的气隙偏心，形成1 阶电磁力波，两者相互叠加使1阶结构辐射噪声迅速攀升。

图6 反转加速工况下N2测点声压级转速-频率-幅值色谱图

图7 为N2 测点在反转断电减速工况下的声压级-频率-幅值色谱图。电机断电减速直至停机时，电磁噪声不再含有对应于IGBT 开关激励的噪声成分，只存在本身的电磁谐波成分。从图7 中存在明显的2.5、3、3.5 等阶次成分可以推测这是由于与转子偏心相应阶次的分量形成的电磁激振力波所致。根据以上分析可知，控制转子偏心度能有效减小电机的电磁噪声。

图7 反转减速工况下N2测点声压级转速-频率-幅值色谱图

3 共振分析

3.1 电机的模态测试

为了能掌握电机的结构模态特性，并分析电机在工作转速范围内的共振情况，对电机进行模态测试。模态测试中测点M 1～M 12分别为电机右侧圆柱面中心靠近后端面、电机下圆柱面中心靠近后端面、电机左侧圆柱面中心靠近后端面、电机右侧圆柱面中心、电机下圆柱面中心、电机左侧圆柱面中心、电机右侧圆柱面中心靠近法兰、电机下圆柱面中心靠近法兰、电机左侧圆柱面中心靠近法兰、电机上圆柱面中心、电机上圆柱面中心靠近法兰和电器盒上表面根部。

表1 为模态测试所得的频率和阻尼比。图8 为模态测试中部分模态频率对应的模态振型。由模态测试结果可知：

图8 部分模态频率对应的模态振型

表1 电机的模态测试结果

（1）频率小于300 Hz 时，电机壳体以椭圆变形和三角形变形为主；

（2）300 Hz～1 300 Hz时，电机壳体主要表现出多边形加局部变形的模态；

（3）频率大于1 300 Hz 时，电机壳体主要以局部模态为主，此时电机模态非常密集，基本以多个模态叠加的形式存在，对应的频响函数表现为非常宽泛的频响峰值，在进行模态参数提取时，则表现为较大的阻尼比和复杂性。

3.2 工作转速范围内的电机共振分析

为了分析电机在整个转速工况内可能存在的共振情况，结合前文对电机振动噪声特性及激振力波特性的分析，绘制如图9所示的电机共振转速图，其中I 和II 分别对应市区常用工况转速范围（3 000 r/min～6 000 r/min）和加速或高速行驶工况转速范围（6 000 r/min～9 500 r/min）。由图9可知：

图9 电机共振转速图

（1）在转速范围I，电机结构模态与电磁力波的1、2.5、3、3.5、4、7、8、10.5、16、24、40和56等阶次成分的激振力耦合，从前面分析可知，其中16 阶次激振力在5 300 r/min 时电机21 阶圆柱底部局部扩张模态引起振动噪声明显增大，需重点关注，其余阶次成分的电磁激振力波在对应的共振转速工况下对振动噪声的增幅贡献相对较小；

（2）在转速范围II，电机1阶激振力波与电机多个低阶三角形加椭圆变形的结构模态发生耦合共振，其中电机转速在9 000 r/min附近时第4 阶模态

3.3 电机减振降噪方案

与1阶电磁力波的耦合共振最为明显，需重点关注。

该永磁电机存在较大的转子偏心，这是1 阶电磁力波及1 阶离心激振力的主要来源，应对转子的偏心度予以重点控制。

电机壳体第4阶椭圆加三角形变形（横向变形）模态相对振幅最大的节点位于圆柱左、右两侧圆柱面，可在中部偏后端盖位置增加多条弧形加强筋，用以提高圆柱壳体的径向刚度。

21阶圆柱底部局部扩张模态耦合变形为凹陷径向变形，变形最大位置为圆柱底部中心位置，可用直条加强筋与圆弧加强筋组合的形式（十字交叉，交点为圆柱底部中心位置），提高其最大变形位置的局部刚度。

4 结语

（1）由全工况下的电机振动噪声测试可知，在整个转速工况范围内，电机正转空载运行的最大声压级出现在9 100 r/min，平均声压级为76.4 dB(A)，反转运行最大声压级出现在9 000 r/min，平均声压级为79.7 dB(A)，此时电机壳体低频共振轰鸣声表现非常突兀；

（2）电机正转和反转运行时，噪声主要集中在以转速基频的1、2.5、3、3.5、4、7、8、10.5、16、24、40、56和88等阶次为中心频率的频带范围内；

（3）该电机存在较大的转子偏心，电机加速或高转速运行时，电机1阶激振力波与第4阶结构模态发生耦合共振，通过控制转子的偏心度和增大电机壳体刚度可以提升电机噪声控制水平。