基于階次分析的爪極發(fā)電機電磁噪聲源分析

張　浩，賀巖松，張全周，孔祥杰，趙　勤

（1.重慶大學 汽車工程學院，重慶 400044；　2.長安汽車工程研究院，重慶 401120）

基于階次分析的爪極發(fā)電機電磁噪聲源分析

張浩1，賀巖松1，張全周1，孔祥杰2，趙勤2

（1.重慶大學 汽車工程學院，重慶 400044；2.長安汽車工程研究院，重慶 401120）

爪極發(fā)電機噪聲嚴重影響汽車的NVH性能?；谀承妥O發(fā)電機，在標準噪聲實驗室進行冷態(tài)空載和熱態(tài)為負載工況下的臺架噪聲試驗。處理數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，在低轉速段，電機的電磁噪聲偏大且出現(xiàn)了峰值，階次分析顯示36階次主要噪聲成分。建立樣機的電磁學模型，對峰值噪聲轉速進行電磁仿真求取電磁力，其頻譜顯示12、24和36階次為電磁力主要階次。采用等效體積法建立定子模型，并裝配整機模型，完成了模態(tài)仿真和模態(tài)試驗。結合仿真和試驗結果，發(fā)現(xiàn)低速電磁噪聲源是電磁激振力作用下的結構共振產生，對電磁噪聲的分析和控制具有一定參考價值。

聲學；爪極發(fā)電機；電磁噪聲；階次分析；電磁仿真；模態(tài)分析

車用交流發(fā)電機噪聲影響汽車的乘坐舒適性，是評價汽車NVH性能的一個重要指標。汽車發(fā)電機的電磁噪聲及聲品質問題是汽車NVH的重點開發(fā)方向之一，但電磁噪聲源研究目前基本以“試錯法”為主，盲目性較大，是整車NVH開發(fā)的短板，車用發(fā)電機電磁噪聲源分析的問題亟待解決。

從噪聲產生的機理來分類，發(fā)電機振動噪聲主要由機械噪聲、電磁噪聲和空氣噪聲三大類組成［1］。技術發(fā)展已經較好地解決了機械和空氣噪聲［2-4］。目前發(fā)電機的振動噪聲問題多集中在電磁噪聲。爪極發(fā)電機受結構影響使磁導產生周期性變化，引起氣隙磁密的大小周期性變化，從而產生齒諧波噪聲，即電磁噪聲［5］。

目前，電磁力、模態(tài)特性的研究是國內外針對爪極發(fā)電機電磁噪聲的重點方向。Girgis等人考慮定子和機座的作用，提出了定子固有頻率的公式，得出了定子的固有頻率和振動特性，并研究了鐵芯厚度和長度對固有模態(tài)的影響［6-7］。代穎在將定子繞組等效為空心圓柱體，其有限元分析結果與敲擊實驗結果非常吻合［8］。尚修敏對汽車發(fā)電機零部件及整機的模態(tài)進行了仿真分析和實驗研究，但將定子系統(tǒng)用等效質量和等效剛度的方法懸掛在端蓋處來研究整機模態(tài)［9］。目前，電磁噪聲研究多集中于普通電機，而針對爪極發(fā)電機電磁噪聲的文獻還較少，且爪極電機與普通電機的電磁噪聲具有較大的差別。

本文針對某爪極發(fā)電機的電磁噪聲問題，通過噪聲臺架試驗發(fā)現(xiàn)低速下電磁噪聲偏大，利用階次分析對數(shù)據(jù)處理找到低速電磁噪聲的主要階次成分。建立樣機Maxwell模型，完成電磁仿真得到峰值電磁噪聲轉速下的電磁力及其頻譜成分。建立發(fā)電機主要零部件和整機模型，并進行模態(tài)仿真和試驗。結合電磁力仿真、結構模態(tài)和噪聲試驗結果，分析該電機低速電磁噪聲源，為爪極發(fā)電機的電磁噪聲控制提供一定的參考。

1　發(fā)電機電磁噪聲簡介

電磁噪聲研究主要涉及電磁力分析、結構模態(tài)分析、由電磁力引起的振動聲輻射分析。

電磁噪聲是由于交變電磁力（激振力）引起定子的電磁振動產生。發(fā)電機的電磁力隨空間和時間上的變化而改變，當電磁力的階次頻率與發(fā)電機結構的模態(tài)頻率相接近時，就會產生電磁共振，輻射出較強的電磁噪聲［7］。

作用在定子鐵芯齒上的電磁力含徑向和切向磁力兩個分量，其中徑向分量強迫定子鐵芯振動發(fā)出的噪聲是電磁噪聲的主要來源，而切向分量使齒根部局部彎曲變形。

由麥克斯韋定律，氣隙磁場中單位面積的徑向電磁力按式（1）計算［8］

其中B為氣隙磁密；θ為機械角位移；μ0為真空磁導率。

定、轉子繞組中氣隙磁波的徑向力波成分為

其中P0=B2/（4μ0）≈B2δ/（4μ0）是徑向力的不變部分

其中p為主波的極對數(shù)；ω1為主波的角速度；θ0為初相角。

P1是徑向力波的交變部分，這個力波的角頻率是2ω1，即2倍的電源頻率，它使定、轉子產生2倍電源頻率（f=pn/30）的振動與噪聲［9］。

爪極發(fā)電機的電磁噪聲的頻率可表示為

其中i為諧波次數(shù)；n為轉速。

2　發(fā)電機噪聲試驗

2.1發(fā)電機噪聲臺架測試

針對某型爪極發(fā)電機的噪聲問題，在標準的消聲室內完成了發(fā)電機噪聲臺架試驗。圖1為發(fā)電機噪聲臺架試驗的布置圖，在發(fā)電機前、后、左、右和上方五個距發(fā)電機中心均為0.5 m的位置來布置傳聲器，采用五點測試法。

圖1　汽車發(fā)電機噪聲試驗臺架

試驗采用升速法測試發(fā)電機在冷態(tài)空載工況和熱態(tài)負載工況下1 500 r/min～16 000 r/min范圍內的噪聲，并對試驗數(shù)據(jù)進行處理和分析，研究噪聲的特點和頻率成分。

2.2整體聲壓級分析

處理試驗數(shù)據(jù)后得到該電機在冷態(tài)空載工況和熱態(tài)負載工況下的噪聲聲壓級-轉速曲線，如圖2所示。

圖2　空載和負載工況噪聲聲壓級-轉速曲線

試驗結果表明，兩種工況下總聲壓級整體隨轉速增加而上升。在低轉速（2 000 r/min～4 500 r/min）范圍內，相同轉速下負載工況的聲壓級明顯高于空載工況，且在冷態(tài)空載工況下時，2 500 r/min（A）和4 350 r/min（B）的聲壓級為66 dB和74 dB，而負載工況下卻出現(xiàn)了72 dB和83 dB兩個明顯的峰值，說明熱態(tài)負載工況下產生的電磁噪聲突出明顯，是低轉速范圍內的主要噪聲來源，并造成電機噪聲偏大，嚴重影響整車的乘坐舒適性。在中高速轉速范圍內，空載工況和負載工況下發(fā)電機噪聲基本接近一致，說明此階段電磁噪聲對發(fā)電機總體噪聲貢獻不大。

發(fā)電機主要在低轉速區(qū)間工作，因此負載工況下低轉速（2 000 r/min～4 500 r/min）范圍內的電磁噪聲控制對改善發(fā)電機總體噪聲具有非常大的意義。

2.3低速噪聲階次分析

傳統(tǒng)的分析因為不包含時間信息，因此對時變特征的振動的階次追蹤效果不好［10］。階次分析將等時間間隔采樣變換為等角度間隔采樣。對等角度采樣信號做類似時域的傅里葉變換得到階次譜，可有效地改善傳統(tǒng)分析方法的不足［11］。因此，對電機類旋轉機械的噪聲振動分析采用階次分析的方法，可以避免頻譜上的“頻率混疊”［12］。

對低轉速段（2 000 r/min～4 500 r/min）熱態(tài)負載工況下的發(fā)電機噪聲數(shù)據(jù)進行階次分析，在B&K Pulse中進行數(shù)據(jù)處理后得到如圖3所示的階次圖。

圖3　中低轉速下熱態(tài)負載工況噪聲信號階次圖

從階次圖可以看出，在2 500 r/min時，36階次為電磁噪聲的主要成分；而在4 350 r/min時，30和36階次噪聲占據(jù)主要成分，且36階次較強，符合36定子齒的諧波規(guī)律。

3　爪極發(fā)電機電磁仿真

針對該發(fā)電機在2 500 r/min和4 350 r/min兩峰值進行電磁仿真分析，計算引起電磁噪聲的電磁力及頻率成分。

3.1發(fā)電機電磁學建模

爪極發(fā)電機的內部結構主要由定子、轉子、轉軸、勵磁繞組、三相感應繞組等結構組成。本文研究的爪極發(fā)電機為6對爪極，定子槽數(shù)為36槽。由于電機具有軸向對稱性的結構，為降低計算量和減少仿真時間，求解區(qū)域可縮小為一對極模型。圖4為發(fā)電機的Maxwell 3D瞬態(tài)場的六分之一模型。負載采用恒定電阻等效恒定負載工況。

圖4　發(fā)電機一對極模型

3.2電磁力計算

在材料定義、添加激勵、外電路繪制、網格剖分等完成后，進行Maxwell求解設置并計算得到電磁學結果。本文選取2 500 r/min和4 350 r/min兩個轉速進行電磁力數(shù)值模擬，每個轉速選取一個整周期進行計算，并且每個轉速下都確保分析頻率達到該轉速下36階次電磁力頻率以上。求解結果分別如圖5-圖6所示。

圖5　2 500 r/min電磁力曲線

圖6　4 350 r/min電磁力曲線

從圖中可以看出，4 350 r/min時電磁力較2 500 r/min時電磁力大，電磁力隨時間變化比較穩(wěn)定且呈現(xiàn)出較好的周期規(guī)律。

3.3電磁力結果頻譜分析

為更好地分析電磁力頻率成分，對兩個轉速下的電磁力作Fourier分解，得到電磁力的幅頻圖如圖7-圖8所示。

電磁力頻譜結果顯示，在2 500 r/min的時候，在500 Hz、1 000 Hz和1 500 Hz電磁力呈現(xiàn)峰值，即對應2 500 r/min時電磁力的12、24和36階次頻率；在4 350 r/min的時候，在870 Hz、1 740 Hz和2 610 Hz是電磁力的主要貢獻頻率成分，即對應4 350 r/min時電磁力的12、24和36階次頻率。兩個轉速下的其它階次電磁力峰值均相對較小。

圖7　2 509 r/min電磁力頻譜圖

圖8　4 350 r/min電磁力頻譜圖

4　發(fā)電機模態(tài)分析

4.1模態(tài)分析理論

模態(tài)分析是用來計算結構的固有頻率和振型。電機自由振動時，外部激勵為0，此時振動微分方程為［13］

式（5）的解為

將式（6）左乘｛φ｝T得到

式（7）中 ω2為特征值，其升序排列為為電機的第i階固有頻率。特征向量｛φi｝為電機的第i階主振型。

4.2發(fā)電機有限元模態(tài)分析

本文利用Catia建立發(fā)電機零件和整機模型，并在Ansys中建立有限元模型，完成有限元模態(tài)仿真。

定子由鐵芯和線圈構成，繞組是定子模態(tài)頻率的重要影響因素。繞組的不規(guī)則性導致建模難度大，仿真時的力學參數(shù)難以確定。已有文獻表明，采用等效體積法來建立定子模型和模態(tài)仿真是可行的［14-15］。本文建立了等效體積的定子模型，并對其它零件進行適當處理后，建立了整機三維模型，如圖9所示。

圖9　發(fā)電機定子和整機三維模型

網格劃分時網格大小根據(jù)零件分別設置為2 mm～4 mm，樣機的定子和整機有限元網格剖分如圖10所示，其中整機的網格和節(jié)點數(shù)約為38萬和56萬。樣機的主要零部件材料參數(shù)如表1所示。

圖10　發(fā)電機定子和整機有限元模型

表1　發(fā)電機零部件材料參數(shù)

發(fā)電機噪聲試驗分析頻率在3 000 Hz以內，因此模態(tài)分析也只計算3 000 Hz以內的頻率。計算完成后，前、后端蓋模態(tài)仿真計算結果如表2所示，其中轉子在3 000 Hz無固有頻率值，低頻噪聲來源于轉子部分振動的貢獻很小。

表2　發(fā)電機零部件模態(tài)仿真結果

前、后端蓋的第1階、第2階和第3階模態(tài)振型為圖11所示。前、后端蓋的振型主要集中在橢圓振型和三角形振型兩種，且以與定子接觸處的變形為主。

定子有限元模態(tài)仿真定子模型的前3階模態(tài)振型分別為橢圓振型、三角形振型和四邊形振型，如圖12所示。

整機的模態(tài)振型如圖13所示，第1階振型為軸向振型，第二振型為橢圓振型，第3階振型為三角形振型，從振型圖看出變形主要集中在定子。

圖11　前、后端蓋前3階模態(tài)振型圖

圖12　定子前3階模態(tài)振型圖

圖13　發(fā)電機整機前3階模態(tài)振型

4.3模態(tài)試驗

在采用錘擊法的模態(tài)試驗過程中，用橡皮繩懸掛被測件來模擬自由狀態(tài)，整機模態(tài)試驗布置如圖14所示。

圖14　發(fā)電機模態(tài)試驗懸掛圖

采用固定傳感器和移動力錘的方式進行模態(tài)試驗，每個測點依次敲擊三次進行平均，以減少隨機誤差［16］。試驗利用LMS模態(tài)分析模塊進行試驗和數(shù)據(jù)處理分析。

發(fā)電機的前端蓋、定子和整機的模態(tài)試驗，結果見表3，其中括號內為誤差。模態(tài)試驗和仿真結果的誤差普遍可以接受，說明仿真結果具有較好的可靠性。

表3　模態(tài)試驗結果

5　電磁噪聲源研究

噪聲試驗結果顯示發(fā)電機噪聲在低轉速時以電磁噪聲為主，在2 500 r/min時的36階次噪聲頻率為1 500 Hz處，以及在4 350 r/min時的24和36階次，即1740 Hz和2 610 Hz附近有較大峰值。電磁計算后電磁力的頻譜結果顯示2 500 r/min和4 350 r/min時在12、24和36階次具有峰值，如表4和5所示。

表4　2 500 r/min頻譜分析表

表5　4 350 r/min頻譜分析表

對于2 500 r/min來說，36階次附近的電磁噪聲主要來源于36階次電磁激振力作用下在定子2階頻率產生的共振；而4 350 r/min時的24階次附近的噪聲主要來源于整機2階共振，36階附近的噪聲主要來源于36階次電磁激振力與定子和整機3階的共振。說明電磁力各峰值頻率與電機結構的模態(tài)頻率靠近時，尤其是與定子頻率接近時，便會產生共振并輻射出較大的電磁噪聲，與噪聲試驗數(shù)據(jù)的階次分析具有很好的一致性。針對該機低速電磁噪聲，可從降低電磁力峰值和優(yōu)化結構特性來入手，從而改善電機振動，達到控制電磁噪聲的目的。

6　結語

通過某型車用爪極發(fā)電機噪聲臺架試驗的兩種工況對比，發(fā)現(xiàn)低轉速段的電磁噪聲偏高問題嚴重影響了整車的NVH性能，階次分析發(fā)現(xiàn)24和36階次是電磁噪聲的主要成分。

建立發(fā)電機的電磁學模型，并計算得到發(fā)電機負載工況下峰值噪聲轉速下的電磁力及頻率成分。建立零部件和整機模型，得到模態(tài)分析結果。聯(lián)合電磁和結構CAE分析，結合模態(tài)試驗和噪聲試驗，發(fā)現(xiàn)較大的電磁噪聲是電磁力頻率和結構頻率一致時的共振所輻射出的。爪極發(fā)電機的低轉速范圍內的電磁噪聲控制可以通過避免電磁力頻率和結構頻率一致時的共振，或者消弱電磁力高階次頻率峰值來達到降低電磁噪聲的目的，這為發(fā)電機電磁噪聲控制提供了基礎。

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Electromagnetic Noise SourcesAnalysis of Claw-poleAlternators Based on OrderAnalysis

ZHANGHao1，HE Yan-song1，ZHANG Quan-zhou1，KONG Xiang-jie2，ZHAOQin2
（1.College ofAutomotive Engineering，Chongqing University，Chongqing 400030，China；2.ChanganAuto Global R&D Center，Chongqing 401120，China）

Vehicle alternators noise seriously affects the vehicle’s NVH performance.Based on a certain type of vehicle claw-pole alternator，noise tests are done in load-free state and hot loading state in a specifically designed lab.It is found in the data processing that the electromagnetic noise is the major noise source of the alternators at low speed.And the main noise component of the 36 th order electromagnetic noise is shown in the order analysis.Then，the Maxwell electromagnetic model of a sample alternator is built to complete electromagnetic simulation.The results show that there are high peaks at 12，24 and 36 th order electromagnetic force frequencies in the frequency spectrum.Stator model is established by means of the equivalent volume method according to the structure of the coils and the stator core.Then，the model of the global alternator is built and the modal simulation and the modal test are completed.The results show that the electromagnetic noise in low speed range is induced by structural resonance under electromagnetic excitation force.This work may provide references for analysis and control of the electromagnetic noise.

acoustics；claw-pole alternator；electromagnetic noise；order analysis；electromagnetic simulation；modal analysis

TM301.4

ADOI編碼：10.3969/j.issn.1006-1335.2016.05.010

1006-1355（2016）05-0044-06

2016-05-09

汽車噪聲振動和安全技術國家重點實驗室資助項目（Q14 5615）

張浩（1991-），男，重慶市云陽人，碩士研究生，主要研究方向為車輛振動噪聲控制。E-mail:zhanghao_0803@163.com

賀巖松，男，湖南省雙豐人，教授，博士生導師。E-mail:hys68@cqu.edu.cn