鐘雙雙

(遼寧警察學院 治安管理系，遼寧 大連 116036)

0 前言

相比于傳統(tǒng)的電勵磁與感應電機，永磁同步電動機具有更高的功率密度和更寬的調(diào)速范圍等優(yōu)點[1-2]，使其在家用電器、機床、汽車、軍工等許多領域中應用越來越普遍。但正由于這些優(yōu)點，更容易使其產(chǎn)生噪聲。而嚴重的噪聲可成為直接決定該產(chǎn)品能否穩(wěn)定運行的關鍵因素和能否滿足標準限值的瓶頸。因此，永磁同步電動機運行時產(chǎn)生的噪聲是人們亟待解決的問題。

降低噪聲一直是永磁同步電動機研究的主要內(nèi)容之一，國內(nèi)外許多專家學者對其進行了廣泛深入的研究，并取得了一定的成果。永磁同步電動機產(chǎn)生噪聲的主要源頭有機械噪聲源、空氣動力噪聲源以及電磁噪聲源[3]。梅宏斌[4]提出了軸承噪聲源頻率的計算方法。趙彤航等[5]經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，冷卻風扇系統(tǒng)的噪聲對整機的噪聲有重大影響，并提出通過優(yōu)化葉片數(shù)、輪轂比，葉片弦長和寬度等參數(shù)來降低空氣動力噪聲。唐任遠院士等人[6-7]分析了變頻器供電對電機噪聲的影響。黃蘇融教授等學者[8]提出了用電磁與結構耦合來預測分析電機噪聲的方法。英國謝菲爾德大學的諸自強教授[9]也證明了作用于電機定子表面的徑向電磁力和定子結構的各階模態(tài)是導致永磁同步電動機電磁噪聲的兩個關鍵原因。但上述文獻只是單獨分析機械噪聲源、空氣動力噪聲源、電磁噪聲源對永磁同步電動機噪聲的影響，并沒有綜合分析這三種噪聲源之間相互作用對永磁同步電動機在空載運行時噪聲的影響。因此，本文以36槽8極表面式永磁同步電動機為研究對象，先分別分析了三種噪聲源在空載時對樣機聲壓級頻譜產(chǎn)生的作用；然后研究三種噪聲源相互作用對空載時樣機聲壓級頻譜的影響；并提出相應方法來降低噪聲。

1 永磁同步電動機的結構模型

本文以8極36槽表面式永磁同步電動機作為研究對象，進行噪聲分析。其結構示意圖和結構參數(shù)分別如圖1、表1所示。此樣機的轉子永磁體采用釹鐵硼(NdFeB)N35UH永磁材料；定子和轉子鐵心采用DW470-50軟磁材料；轉子軸采用45#鋼。

圖1 表面式永磁同步電動機的結構模型

表1 表面式永磁同步電動機的結構參數(shù)

2 永磁同步電動機的噪聲測試

采用半球法對樣機的振動噪聲進行測試，其振動噪聲測試系統(tǒng)和現(xiàn)場測試圖分別如圖2和圖3所示。首先，在距樣機軸線中心1 000 mm、距地面1 000 mm、且與樣機軸線成45°的位置處放置B&K 2239聲級計來測量樣機的噪聲；然后，噪聲信號通過聲級計被直接傳輸?shù)綌?shù)據(jù)采集系統(tǒng)B&K 3050-A-060；同時，通過聲級計可以直接讀取樣機的噪聲值；最后，所有的信號通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)輸入到計算機進行頻譜分析。

圖2 永磁同步電動機的振動噪聲測試系統(tǒng)

圖3 永磁同步電動機的振動噪聲測試現(xiàn)場

樣機的振動噪聲通過Pulse Labshop軟件進行測試，且通過Pulse Reflex Core軟件分析被測試的振動噪聲數(shù)據(jù)。通過測試分析獲得了樣機在不同的速度、負載和開關頻率下的聲壓級頻譜和噪聲值。并運用Matlab進行信噪分離來過濾出背景噪聲。圖4是樣機在空載、2 000 r/min額定轉速且4 kHz開關頻率下的聲壓級頻譜圖。表2是從圖4提取的聲壓級頻譜主要峰值。

圖4 表面式永磁同步電動機在2 000 r/min額定轉速、4 kHz開關頻率且空載下的聲壓級頻譜

表2 從圖4提取的聲壓級頻譜主要峰值

3 永磁同步電動機噪聲的產(chǎn)生原因

引起永磁同步電動機產(chǎn)生噪聲的主要源頭包括機械噪聲源、空氣動力噪聲源和電磁噪聲源。

3.1 機械噪聲源頻率

常見的機械噪聲源有摩擦噪聲、撞擊噪聲、齒輪噪聲、軸承噪聲等[10]。本文只考慮軸承噪聲。

由軸承產(chǎn)生的噪聲源頻率為[4]

(1)由轉動不平衡引起的旋轉噪聲fr。

(1)

(2)保持架的轉動頻率fc。

(2)

(3)z個滾動體與外圈上某一固定點接觸的頻率f0及其諧波。

(3)

(4)z個滾動體與內(nèi)圈上某一固定點接觸的頻率fi及其諧波。

(4)

(5)滾動體的自轉頻率fb及其諧波。

(5)

式中，n為轉速，r/min；d為軸承滾動體直徑；D為軸承節(jié)徑；α為接觸角；z為滾動體個數(shù)。

聲壓級頻譜在頻率為32 Hz和160 Hz處的峰值分別是由旋轉頻率33.3 Hz和其5次諧波166.7 Hz引起的；聲壓級頻譜在頻率為432 Hz處的峰值是由保持架轉動頻率調(diào)制的滾動體自轉頻率427.3 Hz引起的；聲壓級頻譜在頻率為928 Hz處的峰值是由外圈固定點頻率的5次諧波926.5 Hz、旋轉頻率調(diào)制的內(nèi)圈固定點頻率944.1 Hz引起的；聲壓級頻譜在頻率為1 104 Hz處的峰值是由外圈固定點頻率的6次諧波1 111.8 Hz、內(nèi)圈固定點頻率的4次諧波1 125.5 Hz、旋轉頻率調(diào)制的內(nèi)圈固定點頻率1 056.3 Hz引起的等。因此，樣機的聲壓級頻譜中低頻峰值主要是由軸承噪聲源引起的。

3.2 空氣動力噪聲源頻率

空氣動力噪聲從噪聲頻率的角度可以分為旋轉噪聲和渦流噪聲[11-12]。其中，旋轉噪聲在聲壓級頻譜上表現(xiàn)為離散的頻譜，而渦流噪聲在聲壓級頻譜上表現(xiàn)為連續(xù)的頻譜。因此，本文只考慮旋轉噪聲，且其頻率為

(6)

式中，k為諧波次數(shù)，即1,2,3,……；Zb為風扇葉片數(shù)。

聲壓級頻譜在928 Hz、2 192 Hz、2 640 Hz和2 800 Hz等處的峰值分別由旋轉噪聲的4、9、11和12次等諧波(933.3 Hz、2 100 Hz、2 566.7 Hz和2 800 Hz等)引起的。

3.3 電磁噪聲源頻率

電磁噪聲源[13-14]是使永磁同步電動機產(chǎn)生噪聲的最重要源頭。本文從徑向電磁力、固有頻率、開關頻率以及電流諧波頻率等四個方面，分析電磁噪聲源對聲壓級頻譜峰值的影響。

3.3.1 徑向電磁力

運用數(shù)值法和Matlab通過式(7)～式(9)計算當轉子旋轉時定子內(nèi)表面上某一點隨時間變化的徑向電磁力密度及其功率譜，如圖5所示。

圖5 表面式永磁同步電動機隨時間變化的徑向電磁力密度及其功率譜

(7)

y=fft(σr(θ,t),N)

(8)

P=y.×conj(y)/N

(9)

式中，σr(θ,t)是徑向電磁力密度，N/m2；Br(θ，t)是徑向磁通密度，T；Bt(θ,t)是切向磁通密度，T；μ0是真空磁導率，4π×10-7H/m；N是從σr(θ,t)中提取的數(shù)據(jù)個數(shù)；y是對N個數(shù)據(jù)進行傅里葉變換的結果；P是功率譜密度。

徑向電磁力密度功率譜的峰值頻率是極數(shù)、旋轉頻率以及諧波次數(shù)的乘積，即

=266.67 Hz,533.33 Hz,800 Hz,…

(10)

式中，p為表面式永磁同步電動機的極對數(shù)。

為了確定徑向電磁力是否是表面式永磁同步電動機噪聲產(chǎn)生的原因，將不同負載、2 000 r/min額定轉速且4 kHz開關頻率下實驗得到的聲壓級頻譜進行對比，如表3所示。

表3 聲壓級頻譜峰值對比

從表3可以看出，在頻率1 104 Hz到2 944 Hz之間，半載時聲壓級頻譜的峰值比空載時的大0.2～8.2 dB(A)；滿載時聲壓級頻譜的峰值比半載時的大0.2～7.7 dB(A)。滿載時的聲壓級頻譜的峰值比空載時的大0.4～15.1 dB(A)。因此，在這個頻率范圍內(nèi)，徑向電磁力是表面式永磁同步電動機噪聲產(chǎn)生的主要原因。

為了進一步研究徑向電磁力對表面式永磁同步電動機噪聲的影響，對樣機產(chǎn)生的磁場在氣隙處的徑向電磁力波進行分析[15]，結果如表4所示。

表4 徑向電磁力波的頻率和階數(shù)

從表4可以看出，能引起樣機噪聲的徑向電磁力波主要是0階和4階。振動加速度的幅值A與徑向電磁力波的幅值F成正比，與徑向電磁力波次數(shù)的4次方γ4成反比[1]。即在確定的剛度條件下，徑向電磁力波階數(shù)越低，定子鐵芯的變形越大，噪聲越大；徑向電磁力波的幅值越大，定子鐵芯的變形越大，噪聲越大。

由圖1可知，職前教師在解決數(shù)據(jù)分析相關問題時，其認知水平大多處于多元結構和關聯(lián)結構發(fā)展水平，達到抽象拓展結構水平的人數(shù)較少．同時，可以看到在應用數(shù)據(jù)維度上的問題解決好于數(shù)據(jù)分析方法和數(shù)據(jù)隨機意識，其中處于關聯(lián)結構水平的人數(shù)占比45%，處于抽象拓展結構水平的占比8%．

(11)

3.3.2 固有頻率

采用丹麥B&K公司振動聲學測試系統(tǒng)型號7753模態(tài)測試軟件對被測樣機進行激振器法模態(tài)測試，如圖6所示，得到定子結構(機殼、定子鐵芯、繞組)的各階固有頻率。表5是實測定子結構的固有頻率，空載時仿真的徑向電磁力密度功率譜峰值頻率和2 000 r/min額定轉速、4 kHz開關頻率且空載下實測聲壓級頻譜峰值頻率的對比。

圖6 定子結構的模態(tài)測試現(xiàn)場

從表5可以看出，樣機的聲壓級頻譜在頻率為1 536 Hz、2 192 Hz、2 944 Hz、3 328 Hz、3 472 Hz、3 664 Hz、3 872 Hz、4 304 Hz、5 200 Hz、6 928 Hz、7 200 Hz和7 472 Hz處產(chǎn)生峰值是由于實測定子結構的固有頻率和仿真徑向電磁力密度功率譜峰值頻率在對應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的。

3.3.3 開關頻率

當采用變頻器供電時，永磁同步電動機定子電樞反應磁場中產(chǎn)生了大量與開關頻率有關的諧波成分，這些諧波與永磁體磁場相互作用產(chǎn)生電磁激振力。而此電磁激振力的頻率與變頻器開關頻率和表面式永磁同步電動機運行頻率呈現(xiàn)和差關系。因此，變頻器供電時樣機產(chǎn)生的電磁激振力頻率可以表示為[6]

f=k1fT±k3f0

(12)

式中，fT為變頻器的開關頻率；f0為電動機的運行頻率；k1和k3為奇偶性相同的正整數(shù)，即k1為奇數(shù)時，k3為奇數(shù)，k1為偶數(shù)時，k3也為偶數(shù)。

按照式(12)計算得到了樣機在4 kHz開關頻率和二倍開關頻率附近噪聲源的主要特征頻率，如表5所示。

從表5可以看出，樣機的聲壓級頻譜在頻率為3 328 Hz、3 472 Hz、3 664 Hz、3 872 Hz、4 304 Hz、7 200 Hz和7 472 Hz處峰值是由經(jīng)基頻調(diào)制的開關頻率與仿真徑向電磁力密度功率譜峰值頻率和實測定子結構固有頻率在相應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的。而在8 000 Hz、8 272 Hz和8 800 Hz處的峰值是由經(jīng)基頻調(diào)制的開關頻率與仿真的徑向電磁力密度功率譜峰值頻率在對應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的。

表5 在2 000 r/min額定轉速、4 kHz開關頻率且空載時電磁噪聲源頻率的對比

3.3.4 電流頻率

圖7是樣機在2 000 r/min額定轉速、4 kHz開關頻率且空載下的電流頻譜圖。表5是空載時實測電流頻譜峰值頻率和實測聲壓級頻譜峰值頻率等頻率的對比。

圖7 表面式永磁同步電動機在2 000 r/min額定轉速、4 kHz開關頻率且空載的電流頻譜

從表5可以看出，能夠使空載聲壓級頻譜在頻率為3 328 Hz、3 664 Hz、3 872 Hz、7 200 Hz和7 472 Hz處產(chǎn)生峰值是由經(jīng)基頻調(diào)制的第26、28、53和55次電流諧波與實測定子固有頻率、仿真徑向電磁力密度功率譜峰值頻率以及經(jīng)基頻調(diào)制的開關頻率在相應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的；在頻率3 472 Hz、4 304 Hz處產(chǎn)生峰值是由第26、33次電流諧波與實測定子固有頻率、仿真徑向電磁力密度功率譜峰值頻率以及經(jīng)基頻調(diào)制的開關頻率在相應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的；在頻率6 928 Hz處產(chǎn)生峰值是由經(jīng)基頻調(diào)制的第53次電流諧波與實測定子固有頻率和仿真徑向電磁力密度功率譜峰值頻率在相應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的；在頻率為8 000 Hz、8 272 Hz和8 800 Hz處產(chǎn)生峰值是由經(jīng)基頻調(diào)制的第59、61和67次電流諧波與仿真徑向電磁力密度功率譜峰值頻率以及經(jīng)基頻調(diào)制的開關頻率在相應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的。因此，共振是樣機的聲壓級頻譜在中高頻率產(chǎn)生峰值的重要源頭。

3.4 噪聲源頻率

樣機聲壓級頻譜在一些頻率處出現(xiàn)的峰值不是一種噪聲源的作用，而是幾種噪聲源相互作用，如機械噪聲源、空氣動力噪聲源以及電磁噪聲源之間的頻率相接近產(chǎn)生共振引起的，見表6所示。

表6 在2 000 r/min額定轉速、4 kHz開關頻率且空載時噪聲源頻率的對比

從表6可以看出，樣機的聲壓級頻譜在頻率為928 Hz處峰值是由機械噪聲源頻率和空氣動力噪聲源頻率在相應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的；在頻率為1 104 Hz和1 536 Hz處峰值是由機械噪聲源頻率和電磁噪聲源頻率在對應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的；在頻率為2 192 Hz、2 640 Hz和2 800 Hz/2 944 Hz處峰值是由機械噪聲源頻率、空氣動力噪聲源頻率以及電磁噪聲源頻率在相應頻率相接近時產(chǎn)生共振引起的。因此，三種噪聲源之間的相互作用能夠引起樣機的聲壓級頻譜出現(xiàn)峰值。

4 永磁同步電動機噪聲的降低

依據(jù)本文分析可知，該樣機的噪聲主要是由機械噪聲源、空氣動力噪聲源以及電磁噪聲源引起的。因此，提出兩端止口一刀切、不帶風機以及增加機殼硬度的措施來降低樣機的噪聲。

4.1 兩端止口一刀切

轉子軸徑的偏心、機殼兩端止口的不對中等都會產(chǎn)生旋轉頻率。為了降低旋轉頻率對樣機噪聲的影響，提出了改進原始加工工藝的方法，即采用兩端止口一刀切來提高結構間的同軸度。通過實驗測得了應用該種方法前后永磁同步電動機在不同轉速、空載且4 kHz開關頻率下的噪聲值，其結果對比如圖8所示。

圖8 在4 kHz開關頻率且空載下，兩端止口一刀切前后永磁同步電動機噪聲值的對比

從圖8可以看出，在空載、不同轉速且4 kHz開關頻率下，采用兩端止口一刀切提高同軸度后電動機的噪聲值和原始電動機的噪聲值幾乎一樣。這是因為在空載工況下徑向電磁力對噪聲影響很小。因此，提高同軸度對空載工況下的噪聲幾乎沒有影響。

4.2 不帶風機

為了減少空氣動力噪聲源對樣機噪聲的影響，去掉樣機中的風機。通過實驗測得不帶風機前后永磁同步電動機在不同轉速、空載且4 kHz開關頻率下的噪聲值，其結果對比如圖9所示。

圖9 在4 kHz開關頻率且空載下，不帶風機前后永磁同步電動機噪聲值的對比

從圖9可以看出，在空載，不同轉速且4 kHz開關頻率下，不帶風機的電動機的噪聲值都比原始電動機的小；且在2 000 r/min額定轉速下，噪聲值減小的最多，減少了3.9 dB(A)，即降低了5.64%。不帶風機可以減少空氣動力噪聲源對樣機噪聲的影響。而且，不帶風機可以該變原樣機的結構，進而改變固有頻率，從而降低電磁噪聲源對樣機噪聲的影響。因此，不帶風機可以較大幅度的降低樣機的噪聲。

4.3 增加機殼硬度

電磁噪聲源之間的共振是造成樣機產(chǎn)生電磁噪聲的重要源頭。為了減少共振的影響，對樣機的機殼增加硬度，從而改變樣機的固有頻率，進而改變共振的產(chǎn)生，達到改變樣機噪聲的目的。通過實驗測得了增加機殼硬度前后永磁同步電動機在不同轉速、空載且4 kHz開關頻率下的噪聲值，其結果對比如圖10所示。

圖10 在4 kHz開關頻率且空載下，增加機殼硬度前后永磁同步電動機噪聲值的對比

從圖10可以看出，在空載、不同轉速(除了2 000 r/min額定轉速外)且4 kHz開關頻率下，采用增加機殼硬度后樣機的噪聲值比原始樣機的噪聲值都大。這說明增加機殼硬度，可以改變電動機的固有頻率，但能夠增加共振，從而提高永磁同步電動機的噪聲。因此，可以采用降低機殼硬度、改變機殼厚度以及定子結構的平均直徑等方法來減少共振，從而達到降低永磁同步電動機電磁噪聲的目的。

5 結論

(1)永磁同步電動機空載時聲壓級頻譜在低頻產(chǎn)生峰值的主要原因是機械噪聲源。但采取兩端止口一刀切來提高同軸度的措施對降低空載時永磁同步電動機噪聲幾乎沒有影響。

(2)不帶風機可以有效降低永磁同步電動機在空載時的噪聲。且在2 000 r/min額定轉速、空載、4 kHz開關頻率下降低的最多，即降低了3.9 dB(A)，相對減少了5.64%。

(3)共振(電磁噪聲源)是導致永磁同步電動機空載時聲壓級頻譜在中高頻產(chǎn)生峰值的重要源頭。但增加機殼的硬度改變固有頻率，能夠增強共振，進而加大永磁同步電動機的噪聲。

(4)不同噪聲源之間相互作用能夠引起聲壓級頻譜產(chǎn)生峰值。