摘 要:

為探明電動汽車動力總成的階次噪聲來源,文章采用階次分析方法分析減速器噪聲,發現減速器噪聲可能存在的階次為9.5、21 階以及兩者整數倍;利用有限元軟件建立驅動電機的二維電磁仿真模型,分析計算驅動電機的徑向電磁力;通過二維傅里葉變換對徑向電磁力進行時空分解,得到徑向電磁力的空間階次及其包含的頻率階次,識別出空間0階、頻率48階的徑向電磁力對驅動電機電磁噪聲貢獻最大;提出采用聲學包裹的方法以優化動力總成噪聲。試驗結果表明，包裹后驅動電機和減速器輸出級的近場噪聲分別降低了6.1、4.9dB,該文方法對動力總成噪聲的優化具有借鑒意義。

0 引 言

隨著汽車制造技術的不斷發展,汽車舒適性已經成為消費者的主要需求。動力總成是純電動汽車的動力來源,其振動與噪聲性能是影響汽車舒適性的關鍵因素。純電動汽車動力總成由電機及減速器組成。永磁同步電機因體積小、功率密度高等優點而廣泛應用于電動汽車。永磁同步電機電磁噪聲和減速器嘯叫噪聲是純電動汽車NVH(noise vibration and harshness)開發中的常見問題,優化上述2種噪聲是提高純電動汽車動力總成NVH性能的重要手段。

目前,國內外對減速器齒輪嘯叫噪聲和永磁同步電機電磁噪聲都有較多的研究。減速器嘯叫是由內部齒輪在嚙合傳動中所受的不平穩的激振力和嚙合過程的傳動誤差引起的一種中高頻噪聲,其優化多是通過對齒輪進行微觀修形,改善齒輪嚙合狀況。

永磁同步電機電磁噪聲的根源是電機內部氣隙中各諧波磁場產生的交變電磁力。電磁力有切向分量和徑向分量。徑向電磁力在引起電磁振動及噪聲方面起主要作用,它使定子鐵芯產生徑向振動,徑向振動產生的噪聲是電機電磁噪聲的主要成分。

永磁同步電機電磁噪聲的優化主要有2種途徑:① 改變電機機械結構;② 減少電樞電流的諧波含量。

本文以一臺某型號純電動汽車動力總成為研究對象,首先分析了動力總成減速器的階次噪聲;然后解析分析了動力總成驅動電機的徑向電磁力特性，并利用Maxwell軟件進行仿真,識別出電機可能產生的噪聲階次;最后提出了采用聲學包包裹降低動力總成噪聲的優化措施,并進行了試驗驗證。

1 動力總成噪聲來源分析

本文研究的動力總成如圖1所示。

圖1 動力總成

1.1 減速器噪聲

電動汽車減速器噪聲最常見的是齒輪嘯叫噪聲。齒輪嘯叫噪聲是與轉速相關的信號,常采用等角度采樣的階次分析方法進行分析。嘯叫噪聲階次與齒輪齒數和各級齒輪傳動比有關,階次計算公式為:

(1)

其中,O為階次;f為齒輪嚙合頻率;n為電機輸出軸轉速。

本文研究的動力總成減速器為二級齒輪減速,第1級齒輪齒數比為21/53,第2級齒輪齒數比為24/79。因此,齒輪嘯叫噪聲的階次為21、9.5階以及兩者的整數倍。

1.2 永磁同步電機噪聲

1.2.1 電機電磁力解析分析

電磁噪聲是永磁同步電機噪聲的主要來源,主要由定子、轉子間氣隙磁場產生的交變電磁力作用于定子表面引起。因此,分析電磁噪聲首先需要計算電磁力。

永磁同步電機中,電磁力的切向分量相對徑向分量而言小很多,為簡化計算,通常忽略切向分量對電機噪聲的影響,只考慮徑向電磁力的作用。根據麥克斯韋應力張量法,定子表面單位面積上的徑向電磁力pn(θ,t)的瞬時值為:

(2)

其中,μ0=4π×10-7H/m;bn(θ,t)為氣隙磁密;t為時間;θ為空間角度。

當忽略磁飽和時,氣隙磁密bn(θ,t)的表達式為:

bn(θ,t)=f(θ,t)λ(θ,t)

(3)

其中,f(θ,t)為氣隙磁勢;λ(θ,t)為氣隙磁導。

本文研究的動力總成驅動電機是內置式永磁同步電機。電機正常運行時,氣隙磁勢f(θ,t)由定子繞組諧波磁勢、轉子永磁體諧波磁勢及其基波合成磁勢組成。電機轉子光滑、定子開槽,氣隙磁導λ(θ,t)可以表示為:

(4)

其中,Λ0為單位面積氣隙磁導的不變部分;Λk為氣隙磁導k次諧波幅值;Z為定子槽數;δ為氣隙長度;Kc為卡特系數。空間r階徑向電磁力波的m次時間諧波的大小為:

pr,m=pmcos(mω1t-rθ-αm)

(5)

其中,pm為徑向電磁力波的幅值,m=1,…,n。

合成的空間r階徑向電磁力波的大小為:

pr=pr,1+pr,2+…+pr,m+…+pr,n=

(6)

其中,am(t)、bm(t)為與電機轉速有關的系數。

由(6)式可知,除了空間0階徑向電磁力波之外,其余r階空間徑向電磁力波由一個空間正弦波形sin(rθ)和一個空間余弦波形cos(rθ)疊加而成。

合成所有空間階次的徑向電磁力波得到徑向電磁力波pn(θ,t)的表達式為:

(7)

其中,R為力波的空間階次數。

對于整數槽永磁同步電機,電磁噪聲的主要來源是定轉子高次諧波磁場的相互作用。定子繞組磁場諧波次數為:

v=(6k1+1)p,k1=±1,±2,±3,…

(8)

其中,p為電機的極對數。

轉子諧波磁場的諧波次數為:

μ=(2k2+1)p,k2=1,2,3,…

(9)

因此定轉子諧波磁場相互作用產生的徑向電磁力波次數為:

(10)

由(10)式可知,整數槽永磁同步電機徑向電磁力波的空間階次可能為0或等于電機極數的整數倍。本文研究的動力總成驅動電機是8極48槽的永磁同步電機,因此其徑向電磁力波的空間階次可能為0、8、16階等。

1.2.2 徑向電磁力仿真分析

徑向電磁力在空間上呈周期性分布,同時空間上各點處的徑向電磁力在時間上呈周期性變化。以往許多學者只是對徑向電磁力在時間或空間進行一維的諧波分析,即只對空間中某一點隨時間變化的徑向電磁力進行諧波分析或只對某一時刻隨空間角度變化的徑向電磁力進行諧波分析,這不能很好地分析電機徑向電磁力的時空分布規律。本文通過建立電機的二維電磁有限元模型,利用時步有限元法,仿真電機在最高轉速11 000 r/min、峰值功率110 kW的工況下徑向電磁力在時空上的分布。電機的仿真參數見表1所列,其繞組形式為雙層繞組。電機的二維電磁有限元模型如圖2所示。

表1 電機仿真參數

圖2 驅動電機電磁有限元模型

電機徑向電磁力的時空分布如圖3所示。

由文獻[15]可知,只有當徑向電磁力的空間階次等于電機徑向模態階次且這一階徑向電磁力所包含的頻率靠近對應階次的電機模態頻率時,電機才發生共振。因此,利用二維傅里葉變換對在時空上周期變化的徑向電磁力進行時空分解,得到徑向電磁力的空間階次及各階次包含的頻率,如圖4a所示;對于旋轉機械常采用階次分析方法分析噪聲,選擇電機輸出軸的轉頻作為參考頻率,將徑向電磁力時空分解得到的各階次頻率變換為對應的頻率階次,如圖4b所示。

圖3 徑向電磁力時空分布

圖4 徑向電磁力二維時空分解

電機徑向電磁力的仿真分析結果表明，徑向電磁力的空間階次為0、8階,與解析分析結果一致;徑向電磁力的頻率階次為0、8、16階等,是電機極數的整數倍。

徑向電磁力的空間階次越低,引起的電機變形相鄰兩節點的距離越遠,電機徑向變形越大。徑向電磁力作用在定子表面產生的振動位移與空間階次的4次方成反比,因此通常只考慮空間階次為0～4的徑向電磁力對電機振動噪聲的貢獻。由圖4可知,本文研究的動力總成其驅動電機徑向電磁力的空間階次在0～4階之間只存在0階。因此,空間階次為0階的徑向電磁力是驅動電機噪聲的主要來源,其包含的頻率階次有0、24、48階,其中徑向力波的頻率階次為0階表示力波不隨時間變化,對噪聲的貢獻量為0,而48階電磁力幅值大約是24階電磁力幅值的2倍,則空間0階、頻率48階的徑向電磁力對電機噪聲的貢獻量最大。

2 動力總成噪聲測試分析

將動力總成搭載在整車上,采用米勒貝姆公司的數據采集設備對動力總成在整車全油門勻加速至80 km/h工況下進行近場噪聲測試。采用2個麥克風分別采集驅動電機近場和減速器輸出級近場的噪聲數據。麥克風與電機軸處于同一水平面,且麥克風頭部分別正對減速器殼體和電機殼體,距離均為20 cm,如圖5所示。

圖5 動力總成測試布置

整車從靜止狀態全油門勻加速至80 km/h過程中，驅動電機近場、減速器輸出級近場的A計權聲壓級時頻圖如圖6所示。

圖6的測試結果表明，電機近場和減速器輸出級近場的主要階次噪聲都是9.5、19、21、42、48階。其中,9.5、21、19、42階是減速器齒輪嚙合產生的嘯叫噪聲及其倍頻噪聲;48階是電機徑向電磁力引起的電磁噪聲。

電機轉速為2 660 r/min時在頻率2 145 Hz處電機近場噪聲發生突變,這是由于此時空間0階、頻率階次為48階的徑向電磁力所對應的頻率與動力總成模態試驗得到的驅動電機呼吸模態頻率2 173 Hz接近,從而引起電機共振。減速器在電機轉速4 000～5 550 r/min區間內出現明顯的嘯叫噪聲。

圖6 A計權聲壓級時頻圖

電機近場噪聲、減速器輸出級近場噪聲的各階次噪聲貢獻量的分析結果如圖7所示。

從圖7可以看出,在電機轉速2 660 r/min時電機近場噪聲達到峰值,總聲壓級為102.7 dB,其中48階電磁噪聲貢獻量最大,24階電磁噪聲貢獻量相對較小；減速器輸出級近場噪聲在電機轉速為5 335 r/min時達到峰值,總聲壓級為98.0 dB,由齒輪嚙合產生的各階次噪聲貢獻量大致相同。

因此,優化此動力總成的噪聲主要就是改善驅動電機的48階電磁噪聲和減速器齒輪嚙合噪聲。

圖7 階次噪聲貢獻量分析結果

3 噪聲優化措施及試驗驗證

噪聲優化一般從噪聲源控制和噪聲傳播路徑控制2個方面著手。

本文從控制噪聲傳播路徑出發,采用吸聲材料對動力總成進行聲學包裹,利用吸聲材料的吸聲特性,減小動力總成的輻射噪聲。聲學包裹后的動力總成及測試布置如圖8所示,測試布置與未包裹前的一致。

圖8 包裹后動力總成測試布置

動力總成進行聲學包裹后整車從靜止狀態全油門勻加速至80 km/h過程中,驅動電機近場、減速器輸出級近場的A計權聲壓級時頻圖如圖9所示。

包裹前、后電機近場噪聲的總聲壓級、48階電磁噪聲對比以及包裹前、后減速器輸出級近場噪聲的總聲壓級對比如圖10所示。

由圖9可知,對動力總成進行聲學包裹后,電機近場噪聲在轉速2 660 r/min、頻率2 145 Hz處的突變點消失;減速器輸出級近場的各階次噪聲明顯降低。

由圖10可知,包裹后電機近場噪聲突變點的峰值有所改善,在轉速3 620 r/min處總聲壓級達到峰值96.6 dB,與包裹前噪聲相比降低6.1 dB,所含的48階電磁噪聲在轉速2 660 r/min處的突變明顯改善;減速器輸出級近場噪聲在轉速5 145 r/min處達到峰值,總聲壓級為93.1 dB,與包裹前相比降低了4.9 dB。

上述結果表明，聲學包裹對動力總成的噪聲具有較明顯的優化效果。

圖9 包裹后A計權聲壓級時頻圖

圖10 包裹前、后噪聲對比

4 結 論

本文以一臺額定功率為40 kW、峰值功率為110 kW的電動汽車動力總成為研究對象,對減速器噪聲來源進行階次分析；利用有限元軟件分析驅動電機的徑向電磁力，并利用二維傅里葉變換進行二維時空分解,得到驅動電機電磁噪聲的主要空間階次和頻率階次；對動力總成噪聲進行測試,提出采用聲學包裹的方法優化其噪聲并進行了試驗驗證。

本文的研究得出如下結論:

(1) 減速器齒輪嘯叫噪聲和驅動電機電磁噪聲是動力總成噪聲的主要來源。當驅動電機的空間0階徑向電磁力所包含的頻率與驅動電機的呼吸模態頻率接近時,會引起電機的共振,惡化動力總成的噪聲水平。

(2) 對動力總成進行聲學包裹,電機和減速器輸出級的近場噪聲分別降低了6.1、4.9 dB,具有較明顯的優化效果。該方法對動力總成噪聲的優化具有一定的借鑒意義。

作者：林巨廣, 謝濤輝丨合肥工業大學

審核編輯：湯梓紅