韓雪巖，張新剛，朱龍飛，馬鑫，王世偉

(沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 國(guó)家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心，沈陽(yáng)110870)

0 引 言

噪聲是三大公害之一，由強(qiáng)度與規(guī)律都不相同的聲音無(wú)規(guī)律的組合產(chǎn)生，影響人們的身心健康。電機(jī)的噪聲根據(jù)產(chǎn)生的原理不同可將其分為三類(lèi)，即電磁噪聲、機(jī)械噪聲和通風(fēng)噪聲。其中電磁噪聲是電機(jī)主要的噪聲源[1]。當(dāng)電機(jī)的通風(fēng)噪聲較低時(shí)，其電磁噪聲更加突出，并且電磁噪聲是導(dǎo)致電機(jī)負(fù)載時(shí)噪聲增大的根本原因[2-3]。因此，研究電機(jī)的設(shè)計(jì)參數(shù)與電磁噪聲的關(guān)系對(duì)在電機(jī)設(shè)計(jì)階段預(yù)估和抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲有著重要的意義。

如何抑制電機(jī)的電磁噪聲是國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究的熱點(diǎn)問(wèn)題之一。電機(jī)中的徑向電磁力作用于定子鐵心使電機(jī)定子及機(jī)殼發(fā)生周期性振動(dòng)從而引起周?chē)諝饷}動(dòng)發(fā)聲，是電機(jī)產(chǎn)生電磁噪聲的主要原因[4-5]。對(duì)電機(jī)的徑向電磁力階次進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)低階電磁力對(duì)電機(jī)的振動(dòng)噪聲影響最大[6]。對(duì)比分析不同極槽配合電機(jī)的徑向電磁力階次發(fā)現(xiàn)，8極12槽電機(jī)的最低力波階次高于10極12槽電機(jī)，因此在電機(jī)振動(dòng)噪聲的抑制上，8極12槽電機(jī)與10極12槽電機(jī)相比更具優(yōu)勢(shì)[7]。分析電機(jī)徑向電磁力的產(chǎn)生原理，發(fā)現(xiàn)可通過(guò)降低電機(jī)的氣隙磁密波形畸變率，降低徑向電磁力幅值抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲。經(jīng)過(guò)研究發(fā)現(xiàn)可通過(guò)選擇合適的極弧系數(shù)降低電機(jī)的聲壓級(jí)。進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)電機(jī)的磁極偏心距離影響徑向電磁力幅值，因此可通過(guò)選擇合適的磁極偏心距離降低降電機(jī)的電磁噪聲[8-9]。對(duì)電機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，可在電機(jī)轉(zhuǎn)子外側(cè)開(kāi)輔助槽，通過(guò)輔助槽降低電機(jī)氣隙磁密波形畸變率，抑制電機(jī)的電磁噪聲[10]。也可通過(guò)優(yōu)化內(nèi)置式永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)子中磁鋼形狀和位置的4項(xiàng)參數(shù)實(shí)現(xiàn)在不降低電機(jī)平均轉(zhuǎn)矩的情況下降低電機(jī)振動(dòng)幅值的目的[11]。還可通過(guò)優(yōu)化電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，以增大電機(jī)磁阻，進(jìn)而降低徑向電磁力密度，抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲[12]。對(duì)電機(jī)的定子結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，可對(duì)電機(jī)定子齒邊形狀進(jìn)行曲線化設(shè)計(jì)，進(jìn)而通過(guò)有限元參數(shù)化仿真進(jìn)行優(yōu)化，從而最大程度降低電機(jī)空載和負(fù)載時(shí)的徑向電磁力幅值，實(shí)現(xiàn)降低電機(jī)聲壓級(jí)的目的[13]。

內(nèi)置式多層磁鋼永磁同步電機(jī)與普通永磁同步電機(jī)相比轉(zhuǎn)子內(nèi)磁鋼層數(shù)更多，電機(jī)凸極率更高，磁阻轉(zhuǎn)矩在電磁轉(zhuǎn)矩中的占比更大。因此與普通永磁同步電機(jī)相比可減少磁鋼用量，節(jié)約電機(jī)成本。但隨著電機(jī)凸極率的增加電機(jī)的振動(dòng)噪聲問(wèn)題同樣較為突出，而目前國(guó)內(nèi)對(duì)內(nèi)置式多層磁鋼永磁同步電機(jī)振動(dòng)噪聲的問(wèn)題研究較少。為此，本文通過(guò)基于直接耦合場(chǎng)的有限元仿真方法，針對(duì)內(nèi)置式多層磁鋼永磁同步電機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，研究不同磁鋼層數(shù)對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響。進(jìn)而提出磁鋼槽端部削角與轉(zhuǎn)子側(cè)開(kāi)隔磁孔兩種優(yōu)化方法對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，降低電機(jī)的聲壓級(jí)。并通過(guò)推導(dǎo)不同極槽配合的永磁同步電機(jī)的主要電磁力階次，分析極槽配合對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響，實(shí)現(xiàn)在電機(jī)設(shè)計(jì)階段預(yù)估和抑制電機(jī)振動(dòng)噪聲的目的。

1 基于直接耦合場(chǎng)的永磁同步電機(jī)振動(dòng)噪聲仿真驗(yàn)證

永磁同步電機(jī)的徑向氣隙磁密和切向氣隙磁密可分別表示為:

br=bxcosθ+bysinθ；

(1)

bt=bycosθ-bxsinθ。

(2)

進(jìn)而由麥克斯韋張量法求得電機(jī)氣隙中單位面積的徑向電磁力可表示為[14]

(3)

由于電機(jī)的切向氣隙磁密遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于徑向氣隙磁密，因此忽略切向氣隙磁密，將電機(jī)的徑向電磁力表示為

(4)

對(duì)一臺(tái)額定功率20 kW，基準(zhǔn)頻率300 Hz的內(nèi)置式永磁同步電機(jī)建模仿真，電機(jī)定轉(zhuǎn)子1/8仿真模型如圖1所示。電機(jī)主要參數(shù)如表1所示。

表1 永磁同步電機(jī)主要參數(shù)Table 1 Main parameters of permanent magnet synchronous motor

圖1 電機(jī)定轉(zhuǎn)子仿真模型Fig.1 Simulation model of fixed rotor of motor

通過(guò)式(4)可求得電機(jī)氣隙中單位面積下的徑向電磁力。由于電機(jī)的徑向電磁力包含空間分量和時(shí)間分量，因此對(duì)其進(jìn)行空間與時(shí)間的二維傅里葉分解，其結(jié)果如圖2所示。

圖2 徑向電磁力二維傅里葉分解Fig.2 Two-dimensional fourier decomposition of the radial electromagnetic force

從圖2中可看出該臺(tái)電機(jī)的徑向電磁力空間階次主要為0階、8階與16階。由于高階徑向電磁力并不是引起電機(jī)振動(dòng)噪聲的主要因素，并且0倍基頻的電磁力也不會(huì)引起電機(jī)的振動(dòng)噪聲[15]。因此對(duì)比除去0倍基頻后的0階電磁力，電磁力頻譜如圖3所示。

圖3 除去0倍基頻后的0階電磁力頻譜Fig.3 0-order electromagnetic spectrum with 0 fundamental frequency removed

從圖中可看出，該臺(tái)電機(jī)除去0倍基頻后的0階電磁力在6倍基頻、12倍基頻與24倍基頻處力波幅值最大。進(jìn)一步將電機(jī)電磁力導(dǎo)入諧響應(yīng)分析模塊，對(duì)電機(jī)的振動(dòng)噪聲進(jìn)行仿真計(jì)算。仿真求得電機(jī)機(jī)殼上某點(diǎn)處的聲壓級(jí)頻譜如圖4所示。

圖4 電機(jī)聲壓級(jí)頻譜Fig.4 Frequency spectrum of motor sound pressure Level

在消聲室對(duì)該臺(tái)電機(jī)進(jìn)行半球法噪聲實(shí)驗(yàn)，計(jì)算電機(jī)在不同轉(zhuǎn)速下的聲壓級(jí)。將電機(jī)噪聲實(shí)驗(yàn)測(cè)得的聲壓級(jí)與有限元仿真計(jì)算所求得的值進(jìn)行對(duì)比，如表2所示。

由于電機(jī)噪聲實(shí)驗(yàn)所測(cè)得的噪聲中不可避免的包含了機(jī)械噪聲，而仿真計(jì)算只求得了電機(jī)的電磁噪聲，因此仿真值與實(shí)驗(yàn)值并不完全一致。從表2中可看出樣機(jī)聲壓級(jí)的仿真值與實(shí)驗(yàn)值較為接近，其最大差值低于6.3%，因此可驗(yàn)證仿真計(jì)算電機(jī)振動(dòng)噪聲方法的準(zhǔn)確性。由于多層磁鋼永磁同步電機(jī)在振動(dòng)噪聲仿真計(jì)算方法上與樣機(jī)完全一致，因此可采用有限元仿真方法計(jì)算內(nèi)置式多層磁鋼永磁同步電機(jī)的振動(dòng)噪聲。

表2 樣機(jī)噪聲實(shí)驗(yàn)值與仿真值對(duì)比Table 2 Comparison of experimental and simulated noise values of prototype

2 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)內(nèi)置式多層磁鋼永磁同步電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響

內(nèi)置式多層磁鋼永磁同步電機(jī)可產(chǎn)生高凸極率，增加電機(jī)磁阻轉(zhuǎn)矩在電磁轉(zhuǎn)矩中的占比。因此與普通內(nèi)置式永磁同步電機(jī)相比，在輸出相同轉(zhuǎn)矩時(shí)磁鋼用量更少。采用與樣機(jī)相同的極槽配合且保持電機(jī)定子結(jié)構(gòu)不變，但轉(zhuǎn)子改為常用的U型磁鋼的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，通過(guò)該轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)分析不同磁鋼層數(shù)對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響。進(jìn)而對(duì)電機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)提出優(yōu)化措施，抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲。

2.1 磁鋼層數(shù)對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響

在氣隙磁密幅值近似相等的情況下仿真分析磁鋼層數(shù)為1至4層時(shí)電機(jī)的聲壓級(jí)。2層磁鋼與3層磁鋼電機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)如圖5所示。對(duì)不同磁鋼層數(shù)的電機(jī)進(jìn)行仿真分析，求得電機(jī)除去0倍基頻后的0階電磁力頻譜對(duì)比如圖6所示。

圖5 不同磁鋼層數(shù)電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)Fig.5 Rotor structure of motor with different number of permanent magnet layers

從圖6可看出，當(dāng)電機(jī)采用多層U型磁鋼的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)時(shí)，0階電磁力幅值依然集中在6倍基頻、12倍基頻和24倍基頻處。進(jìn)一步對(duì)不同磁鋼層數(shù)電機(jī)的振動(dòng)噪聲進(jìn)行仿真分析。為更直觀表明不同磁鋼層數(shù)對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響，以4層磁鋼電機(jī)的聲壓級(jí)為對(duì)照值，其他磁鋼層數(shù)電機(jī)的聲壓級(jí)與其差值用差值百分比的形式表示。仿真得到不同磁鋼層數(shù)電機(jī)的聲壓級(jí)對(duì)比如表3所示。從表中可看出，當(dāng)電機(jī)采用3層或2層磁鋼的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)時(shí)聲壓級(jí)較低。尤其2層磁鋼電機(jī)與4層磁鋼電機(jī)相比聲壓級(jí)降低了6.9%，在抑制電機(jī)振動(dòng)噪聲上優(yōu)勢(shì)明顯。因此，在設(shè)計(jì)多層磁鋼電機(jī)時(shí)將磁鋼層數(shù)設(shè)計(jì)為3層或2層對(duì)抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲較為有利。

圖6 不同磁鋼層數(shù)電機(jī)0階電磁力頻譜對(duì)比Fig.6 Spectrum comparison of 0-order electromagnetic force of motors with different number of permanent magnet layers

表3 不同磁鋼層數(shù)電機(jī)聲壓級(jí)對(duì)比Table 3 Comparison of motor sound pressure levels with different magnet layers

2.2 磁鋼槽端部削角抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲

當(dāng)內(nèi)置式多層磁鋼的永磁同步電機(jī)采用3層磁鋼的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)時(shí)，磁鋼產(chǎn)生的磁通大部分通過(guò)相鄰兩層磁鋼槽端部中間的轉(zhuǎn)子部分進(jìn)入氣隙，在該區(qū)域較易形成磁路飽和，增加氣隙磁密的諧波含量。當(dāng)電機(jī)氣隙磁密中3、5次諧波含量增多時(shí)尤其易增加電機(jī)的振動(dòng)噪聲。針對(duì)此種現(xiàn)象，可通過(guò)對(duì)磁鋼槽端部進(jìn)行削角處理，增大磁通路徑，減小磁路飽和程度，從而降低電機(jī)的聲壓級(jí)。通過(guò)有限元仿真不同削角位置和削角角度發(fā)現(xiàn)，若對(duì)電機(jī)磁鋼槽端部削角過(guò)大，則在降低電機(jī)聲壓級(jí)的同時(shí)也會(huì)增加電機(jī)的漏磁系數(shù)，對(duì)電機(jī)的電磁性能產(chǎn)生影響。若對(duì)電機(jī)磁鋼槽端部削角過(guò)小則無(wú)法起到增大磁通路徑，減小磁路飽和程度的目的。因此需通過(guò)有限元參數(shù)化仿真分析最優(yōu)削角位置和削角角度，實(shí)現(xiàn)在不影響電機(jī)電磁性能的前提下降低電機(jī)的聲壓級(jí)。以上文中3層磁鋼永磁同步電機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)為例，通過(guò)有限元參數(shù)化仿真對(duì)磁鋼槽端部進(jìn)行削角處理，確定了最優(yōu)削角措施，磁鋼槽端部削角前后電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)比如圖7所示。

圖7 磁鋼槽端部削角前后電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)比Fig.7 Comparison of motor rotor structure before and after permanent magnet slot end corner cutting

對(duì)磁鋼槽端部削角前后的電機(jī)進(jìn)行仿真分析，電機(jī)徑向氣隙磁密諧波幅值對(duì)比如圖8所示,電機(jī)除去0倍基頻后的0階電磁力頻譜對(duì)比如圖9所示。

從圖8中可看出在對(duì)磁鋼槽端部削角處理后，電機(jī)徑向氣隙磁密除11次與15次諧波幅值略有增加外其余次數(shù)諧波幅值均有所降低，尤其是3次諧波幅值降比達(dá)73.8%。從圖9中的0階電磁力頻譜對(duì)比可看出對(duì)磁鋼槽端部的削角處理降低了電機(jī)的徑向電磁力幅值，尤其是12倍基頻處的力波幅值降低了32.5%，這對(duì)抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲十分有利。進(jìn)一步對(duì)磁鋼槽端部削角前后電機(jī)的聲壓級(jí)進(jìn)行仿真分析，其聲壓級(jí)對(duì)比如表4所示。從表中可看出對(duì)磁鋼槽端部進(jìn)行削角處理后電機(jī)的聲壓級(jí)降低了8.1%，表明該優(yōu)化方法可有效抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲。因此對(duì)內(nèi)置式3層磁鋼的永磁同步電機(jī)可通過(guò)對(duì)磁鋼槽端部進(jìn)行削角處理抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲。

圖8 磁鋼槽端部削角前后電機(jī)徑向氣隙磁密諧波幅值對(duì)比Fig.8 Comparison of radial air gap flux density harmonic amplitude of the motor before and after permanent magnet slot end corner cutting

圖9 磁鋼槽端部削角前后電機(jī)0階電磁力頻譜對(duì)比Fig.9 Spectrum comparison of 0-order electromagnetic force of the motor before and after permanent magnet slot end corner cutting

表4 磁鋼槽端部削角前后電機(jī)聲壓級(jí)對(duì)比Table 4 Comparison of motor sound pressure levels before and after magnetic barrier end corner cutting

2.3 轉(zhuǎn)子開(kāi)隔磁孔抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲

當(dāng)內(nèi)置式多層磁鋼的永磁同步電機(jī)采用2層磁鋼的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)時(shí)可在轉(zhuǎn)子側(cè)開(kāi)對(duì)稱(chēng)的隔磁孔，通過(guò)隔磁孔改變電機(jī)磁路走向，優(yōu)化氣隙磁密波形，降低波形畸變率，抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲。通過(guò)有限元仿真發(fā)現(xiàn)，若轉(zhuǎn)子側(cè)所開(kāi)的隔磁孔寬度過(guò)大會(huì)降低電機(jī)q軸電感，使電機(jī)凸極率降低，輸出轉(zhuǎn)矩減小。若所開(kāi)隔磁孔寬度過(guò)小則無(wú)法起到改變磁路走向，優(yōu)化氣隙磁密波形的目的。因此通過(guò)有限元參數(shù)化仿真分析不同隔磁孔寬度及夾角對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的抑制效果和對(duì)電機(jī)電磁性能的影響，實(shí)現(xiàn)在不影響電機(jī)電磁性能的前提下降低電機(jī)的聲壓級(jí)。以上文中2層磁鋼的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)為例，通過(guò)有限元參數(shù)化仿真確定了最優(yōu)開(kāi)孔措施，開(kāi)隔磁孔前后電機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)比如圖10所示。

圖10 開(kāi)隔磁孔前后電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)比Fig.10 Comparison of motor rotor structure before and after magnetic isolation holes slotting

對(duì)開(kāi)隔磁孔前后的電機(jī)進(jìn)行仿真分析，電機(jī)徑向氣隙磁密的諧波幅值對(duì)比如圖11所示，電機(jī)除去0倍基頻后的0階電磁力頻譜對(duì)比如圖12所示。

從圖11中可看出，對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)開(kāi)隔磁孔后，電機(jī)徑向氣隙磁密除15次諧波幅值略有增加外其余次數(shù)諧波幅值均有所降低，其中3次諧波幅值降低25%，5次諧波幅值降低46.1%。從圖12中可看出，當(dāng)電機(jī)徑向氣隙磁密諧波幅值降低后，使得電機(jī)0階電磁力在各倍基頻處的力波幅值均有所降低，其中6倍基頻處力波幅值降低36.8%，12倍基頻處力波幅值降低23.2%，與開(kāi)隔磁孔前相比明顯削弱了電機(jī)的徑向電磁力幅值。進(jìn)一步對(duì)開(kāi)隔磁孔前后電機(jī)的振動(dòng)噪聲進(jìn)行仿真分析，其聲壓級(jí)對(duì)比如表5所示。從表中可看出，對(duì)電機(jī)開(kāi)隔磁孔后其聲壓級(jí)降低了5.9%，證明該優(yōu)化方法可有效抑制電機(jī)振動(dòng)噪聲。因此，2層磁鋼的內(nèi)置式永磁同步電機(jī)可通過(guò)對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)開(kāi)對(duì)稱(chēng)的隔磁孔抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲。

圖11 開(kāi)隔磁孔前后電機(jī)徑向氣隙磁密諧波幅值對(duì)比Fig.11 Comparison of radial air gap flux density harmonic amplitude of the motor before and after magnetic isolation holes slotting

圖12 開(kāi)隔磁孔前后電機(jī)0階電磁力頻譜對(duì)比Fig.12 Spectrum comparison of 0-order electromagnetic force of the motor before and after magnetic isolation holes slotting

表5 開(kāi)隔磁孔前后電機(jī)聲壓級(jí)對(duì)比Table 5 Comparison of motor sound pressure levels before and after magnetic isolation holes slotting

3 極槽配合對(duì)永磁同步電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響

永磁同步電機(jī)的極槽配合影響電機(jī)徑向氣隙磁密的諧波含量并決定電機(jī)電磁力階次。同時(shí)，電機(jī)槽數(shù)的改變會(huì)影響定子各階模態(tài)的固有頻率。當(dāng)電機(jī)定子模態(tài)的固有頻率與相應(yīng)階次電磁力的時(shí)間頻率較為接近時(shí)會(huì)產(chǎn)生共振，對(duì)電機(jī)的振動(dòng)噪聲產(chǎn)生影響[16]。由于電機(jī)的電磁力幅值近似與其階次的4次方成反比，因此，電磁力階次越低對(duì)電機(jī)的振動(dòng)噪聲影響越大。推導(dǎo)8極9槽、8極12槽、8極36槽和8極48槽4種常用極槽配合的永磁同步電機(jī)的電磁力階次，分析其對(duì)電機(jī)噪聲值的影響。永磁同步電機(jī)的每極每相槽數(shù)可表示為

(5)

式中：Z為定子槽數(shù)；m為電機(jī)相數(shù)；P為電機(jī)極對(duì)數(shù)。

當(dāng)q為整數(shù)時(shí)，電機(jī)的定子磁場(chǎng)諧波次數(shù)可表示為[17]

v1=(6k1+1)p。

(6)

當(dāng)q為分?jǐn)?shù)時(shí)，將式(5)化為最簡(jiǎn)分?jǐn)?shù)的形式，可表示為

(7)

式中t為單元電機(jī)數(shù)。

若d為偶數(shù)，則電機(jī)定子諧波磁場(chǎng)次數(shù)與轉(zhuǎn)子諧波磁場(chǎng)次數(shù)可分別表示為[18]：

(8)

(9)

若d為奇數(shù)，則電機(jī)定子諧波磁場(chǎng)次數(shù)與轉(zhuǎn)子諧波磁場(chǎng)次數(shù)可分別表示為：

(10)

μ2=(6k1+1)dt。

(11)

式中：k1=±1,±2,±3,…;k2=0,1,2,3,…。

為突出對(duì)比不同極槽配合的永磁同步電機(jī)的電磁力階次，對(duì)上述4種極槽配合的電機(jī)取小于等于8階的電磁力進(jìn)行分析，不同極槽配合電機(jī)的主要電磁力階次如表6～表9所示。

表6 8極9槽電機(jī)主要電磁力階次Table 6 Main electromagnetic force orders of 8-pole 9-slot motor

表7 8極12槽電機(jī)主要電磁力階次Table 7 Main electromagnetic force orders of 8-pole 12-slot motor

表8 8極36槽電機(jī)主要電磁力階次Table 8 Main electromagnetic force orders of 8-pole 36-slot motor

表9 8極48槽電機(jī)主要電磁力階次Table 9 Main electromagnetic force orders of 8-pole 48-slot motor

從表6～表9中可看出，8極9槽電機(jī)除0階電磁力外最低力波階次為1階，8極12槽與8極36槽電機(jī)除0階電磁力外最低力波階次為4階，而8極48槽電機(jī)除0階電磁力外最低力波階次為8階。由于8極48槽電機(jī)為整數(shù)槽電機(jī)，電磁力階次只能為0或2P的整數(shù)倍，由此避免了低階電磁力對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響。因此，在上述4種極槽配合中8極48槽的極槽配合在抑制電機(jī)振動(dòng)噪聲上具有優(yōu)勢(shì)。對(duì)4種極槽配合的電機(jī)進(jìn)行建模仿真，徑向氣隙磁密諧波幅值對(duì)比如圖13所示。定子各階模態(tài)固有頻率對(duì)比如表10所示。進(jìn)一步計(jì)算不同極槽配合電機(jī)在額定轉(zhuǎn)速下的聲壓級(jí)，為更直觀表明不同極槽配合對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響，以8極9槽電機(jī)的聲壓級(jí)為對(duì)照值，其他極槽配合電機(jī)的聲壓級(jí)與其差值用差值百分比的形式表示。不同極槽配合電機(jī)的聲壓級(jí)對(duì)比如表11所示。

圖13 不同極槽配合電機(jī)徑向氣隙磁密諧波幅值對(duì)比Fig.13 Comparison of radial air gap flux density harmonic amplitude of the motor with different polar slots

表10 不同極槽配合電機(jī)定子各階模態(tài)固有頻率對(duì)比Table 10 Natural frequency comparison of each mode of motor stator with different pole slots

表11 不同極槽配合電機(jī)聲壓級(jí)對(duì)比Table 11 Comparison of sound pressure levels of motors with different pole slots

從表11中可看出，極槽配合對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響十分明顯。8極48槽電機(jī)的聲壓級(jí)與8極9槽相比降低了17.8%，因此選擇合適的極槽配合可有效抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲。其中整數(shù)槽電機(jī)聲壓級(jí)明顯低于其他3種極槽配合的分?jǐn)?shù)槽電機(jī)，驗(yàn)證了整數(shù)槽的極槽配合在抑制電機(jī)振動(dòng)噪聲上的優(yōu)勢(shì)。從表10中可以看出，隨著電機(jī)定子槽數(shù)的增加，定子各階模態(tài)固有頻率也隨之增加。當(dāng)電機(jī)的模態(tài)階次與電磁力的階次一致，且相同階次的頻率也較為接近時(shí)才會(huì)產(chǎn)生共振。因此，對(duì)8極48槽電機(jī)來(lái)說(shuō)只需關(guān)注0階模態(tài)固有頻率，8極12槽與8極36槽電機(jī)除0階模態(tài)固有頻率外，還需關(guān)注4階模態(tài)固有頻率，而8極9槽電機(jī)則需關(guān)注5階模態(tài)以下的各階模態(tài)固有頻率。仿真分析表明，上述4種極槽配合電機(jī)的各階模態(tài)固有頻率與相應(yīng)階次電磁力的時(shí)間頻率并不接近，因此并不會(huì)產(chǎn)生共振，對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響有限。進(jìn)一步對(duì)比發(fā)現(xiàn)8極12槽與8極36槽電機(jī)雖然電磁力階次相同，但8極36槽電機(jī)聲壓級(jí)與8極12槽電機(jī)相比降低了7.2%，證明與8極12槽相比8極36槽的極槽配合對(duì)抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲更為有利。從圖13中可看出，8極36槽電機(jī)徑向氣隙磁密除11次諧波外其余次數(shù)諧波幅值均低于8極12槽電機(jī)，其中3次諧波幅值降低了17.3%，5次諧波幅值降低了43.1%。這是由于8極36槽電機(jī)每極下的槽數(shù)更多，降低了定子齒諧波對(duì)電機(jī)振動(dòng)噪聲的影響。因此在兩種不同極槽配合電機(jī)的電磁力階次相同時(shí)，每極下槽數(shù)更多的極槽配合可以更好降低電機(jī)的聲壓級(jí)。

4 結(jié) 論

本文通過(guò)基于直接耦合場(chǎng)的有限元仿真方法計(jì)算一臺(tái)額定功率為20 kW的電機(jī)的振動(dòng)噪聲。電機(jī)聲壓級(jí)仿真值與實(shí)驗(yàn)值的差值小于6.3%，驗(yàn)證了本文仿真計(jì)算電機(jī)振動(dòng)噪聲方法的準(zhǔn)確性。

針對(duì)內(nèi)置式多層磁鋼永磁同步電機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，得出在電機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)將磁鋼層數(shù)設(shè)計(jì)為3層或2層對(duì)抑制電機(jī)的振動(dòng)噪聲較為有利。進(jìn)一步提出對(duì)3層磁鋼電機(jī)可通過(guò)在磁鋼槽端部進(jìn)行削角處理，對(duì)2層磁鋼電機(jī)可通過(guò)在轉(zhuǎn)子側(cè)開(kāi)對(duì)稱(chēng)的隔磁孔，以降低電機(jī)的聲壓級(jí)。優(yōu)化后電機(jī)的聲壓級(jí)較優(yōu)化前分別降低了8.1%和5.9%，有效抑制了電機(jī)的振動(dòng)噪聲。

通過(guò)對(duì)比分析4種常用極槽配合的永磁同步電機(jī)的聲壓級(jí)，驗(yàn)證了整數(shù)槽的極槽配合在抑制電機(jī)振動(dòng)噪聲上優(yōu)勢(shì)明顯。進(jìn)一步通過(guò)對(duì)比4種極槽配合電機(jī)定子各階模態(tài)的固有頻率發(fā)現(xiàn)8極48槽的整數(shù)槽電機(jī)與其他3種極槽配合的分?jǐn)?shù)槽電機(jī)相比發(fā)生共振的可能性更低。并且當(dāng)在兩種不同極槽配合電機(jī)的電磁力階次相同時(shí)，每極下槽數(shù)更多的極槽配合可以更好的抑制電機(jī)振動(dòng)噪聲。