1 前言

驅動電機是純電動汽車的動力核心，當電機出現故障時其振動噪聲會加劇，將嚴重影響整車舒適性。電機定子與殼體多采用過盈配合連接，過盈配合對電機殼體強度影響很小，且具有結構簡單、對中性好、可承受較大軸向力和扭矩等優點。驅動電機的實際工作溫度范圍為-40～150℃，且有劇烈的振動，這對電機定子與殼體的實際過盈量有很大影響。為探明定子與殼體間過盈量對電機噪聲的影響，以及電機噪聲隨溫度變化趨勢，本文以純電動汽車驅動用48槽8極永磁同步電機為研究對象，采用階次分析方法，通過對具有不同定子與殼體過盈量的電機和在不同溫度下的電機進行了空載勻加速近場噪聲測試分析，并給出了電機定子與殼體過盈量取值建議，以作為電機噪聲優化的參考。

2 階次分析方法

電機升速與降速過程的噪聲信號是非穩態信號，若對此信號直接利用快速傅氏變換FFT（Fast Fourier Transformation）進行頻譜分析，則會產生“頻率混疊”現象。若對電機升速或降速信號以電機軸轉角為參考進行恒角度增量采樣，則可將電機升速或降速過程的時域非穩態信號轉化為角度域穩態信號，此時再進行FFT變換就可以避免“頻率混疊”現象。等角度采樣又稱階次采樣或階次追蹤，是一種有效的非穩態信號分析方法。

為確定采集到的噪聲信號與電機轉速關系，在測試時需引入轉速信號作為參考。首先對噪聲信號和轉速信號分兩路以遠高于奈奎斯特（Nyquist）采樣頻率的頻率進行等時間間隔采樣，然后根據轉速信號估計轉速發生時刻，再對此轉速下對應的噪聲信號進行插值重采樣，從而得到近似穩態信號。

典型的階次分析頻譜圖中，一種是以橫軸為參考軸轉速，縱軸為聲壓級，在圖中同時顯示總聲壓與各階次聲壓曲線，可以定性地看出各階次聲壓在某頻率下對總聲壓的貢獻情況；另一種階次頻譜圖采用X坐標為噪聲信號頻率或者噪聲信號頻率與參考軸轉動頻率的比值，即階次，Y軸代表聲壓級，Z軸代表參考軸轉速或噪聲采樣時間，這種表示方法可以分析噪聲在頻域內的分布。階次計算式為：

式中，O為階次；f為各部頻率，Hz；n為參考軸轉速，r/min。

3 電機噪聲來源

3.1 機械噪聲

永磁同步電機中的機械噪聲主要有電機轉子不平衡引起的一階振動噪聲及電機的滾動軸承引起的噪聲。滾動軸承尺寸和滾動體個數與其階次噪聲有直接關系，較常見的有軸承內、外圈的通過頻率引起的階次噪聲。通過頻率是滾珠通過軸承內滾道和外滾道時產生的沖擊特征，外圈和內圈的通過頻率計算式[5]為：

式中，fouter、finner為軸承外圈和內圈通過頻率；Nb為滾動體個數；fr為參考軸轉動頻率；Dc為軸承節徑；β為接觸角；Db為滾動體直徑。

本文研究的永磁同步電機軸承滾珠為9個，因此內、外圈的通過頻率分別為5.4階和3.6階。

3.2 空氣動力噪聲

空氣動力噪聲一般由電機散熱風扇等元件以及轉子旋轉形成的空氣渦流噪聲、風扇旋轉使冷卻空氣周期性脈動或氣體撞擊障礙物而產生的單頻噪聲、風路中薄壁零件諧振或風路設計不合理產生的“笛聲”等構成。

電動汽車驅動用永磁同步電機采用水冷卻或自然風冷卻，因此不存在單頻噪聲和“笛聲”，但存在轉子旋轉形成的空氣渦流噪聲。又因為永磁同步電機為閉式電機，空氣渦流噪聲不能輕易傳遞到電機外部，所以此噪聲可以忽略不計。

3.3 電磁噪聲

電機氣隙磁場作用于電機定子鐵芯產生電磁力，電磁力引起定子鐵芯的振動，進而引發電磁噪聲。由于氣隙磁密波的作用，在定子鐵芯齒上會產生徑向電磁力和切向電磁力，其中徑向電磁力使定子鐵芯產生的振動變形是電磁噪聲的主要來源，而切向電磁力使定子齒根部彎曲產生局部振動變形，是電磁噪聲的次要來源。對于永磁同步電機，其徑向電磁力可由麥克斯韋應力張量法求得[7]，即

式中，Pn為理想條件下引起電機電磁噪聲的徑向力波，N/m2；b（θ,t）為氣隙磁密，T；μ0=4π×10-7H/m為真空磁導率。

在理想情況下，電機轉子徑向所受的磁拉力合力為零且徑向力波的特征階次為電機極數的整數倍。但在實際情況下，由于結構、零部件的加工及裝配和材料磁化等原因，電機會產生兩部分徑向不平衡磁拉力，一部分與時間無關，方向指向間隙最小方向；另一部分與時間相關，其波動頻率為電頻率的2倍。若電機的磁極對數大于3，則只有與時間無關的部分存在。

當采用變頻器供電時，永磁同步電機定子電樞反應磁場中產生大量與開關頻率有關的諧波成分，顯著影響電機氣隙磁場中電磁力波的幅值和次數，并會因電磁激振力頻率與電機某些模態固有頻率接近而發生共振，進而引起電機振動和噪聲增大。

4 電機噪聲測試分析

4.1 未改變電機定子與殼體過盈量噪聲測試分析

電機的定子與殼體通過過盈配合連接在一起，如圖1所示，定子外徑為Φ210+0.186+0.154mm，電機殼體內徑為Φ210-0.022-0.051mm。采用米勒貝姆公司的數據采集設備和分析軟件在室溫下對48槽8極風冷永磁同步電機進行電機空載勻加速近場噪聲測試。噪聲采集麥克風與電機軸處于同一水平面，且麥克風頭部正對電機殼體，距電機20 cm，如圖2所示。

圖3為加速過程中電機噪聲A計權聲壓級時頻圖，由圖3可看出，電機噪聲在頻率為475～620 Hz、電機轉速為3 800～4 750 r/min處尤為突出，且此頻率范圍內存在共振帶。

圖1 電機定子與殼體過盈裝配示意

圖2 電機測試現場圖

圖3 電機噪聲A計權聲壓級時頻圖

為定性分析特定頻率范圍內不同階次電磁噪聲貢獻情況，對改變過盈量時測得的近場噪聲進行階次分析。因徑向力波的頻率特征為電機極數的整數倍階，因此分析的主要階次為電機極數8的整數倍。圖4為階次噪聲貢獻分析結果，由圖4可看出，電機轉速在4 275 r/min時噪聲出現峰值，總聲壓級達到97 dB（A）。此轉速下8階電磁力噪聲貢獻量最大，結合圖3分析可知，此8階電磁力經電機結構耦合放大后引起電機殼體振動；其它階次電磁噪聲在此轉速下噪聲貢獻相對很小。

圖4 階次噪聲貢獻分析結果

4.2 改變電機定子與殼體過盈量后噪聲測試分析

通過分別減小和增大電機定子與殼體的過盈量來研究過盈量對電機噪聲的影響。

4.2.1 減小電機定子與殼體過盈量

采用內徑為mm的殼體、定子外徑保持不變來減小過盈量。圖5為減小過盈量后電機噪聲A計權聲壓級時頻圖，由圖5可看出，在頻率為600 Hz、電機轉速為4 500 r/min附近電機噪聲明顯降低，為了進一步分析不同階次電磁力對電機總聲壓級的貢獻，對電機近場噪聲進行階次分析。圖6為過盈量減小后電機階次噪聲貢獻分析結果，由圖6可看出，通過減小過盈量，電機噪聲最大值在電機轉速為4 475 r/min處，電機近場噪聲為88.1 dB（A），相比于未改變過盈量的電機降低了8.9 dB。

圖5 過盈量減小后電機噪聲A計權聲壓級時頻圖

圖6 減小過盈量后電機階次噪聲貢獻分析結果

4.2.2 增大電機定子與殼體過盈量

采用內徑為?mm的殼體、定子外徑不變來增大過盈量。圖7為過盈量增大后的電機噪聲A計權聲壓級時頻圖，由圖7可看出，在頻率約為600 Hz、電機轉速為4 500 r/min附近電機噪聲明顯降低，為了進一步分析不同階次電磁力對電機總聲壓級的貢獻，對電機近場噪聲進行階次分析。圖8為過盈量增大后電機階次噪聲貢獻分析結果，由圖8可看出，通過增大過盈量，電機噪聲最大值在電機轉速為4 475 r/min處，電機近場噪聲為89.3 dB（A），相比于未改變過盈量的電機降低了7.7 dB。

圖7 過盈量增大后電機噪聲A計權聲壓級時頻圖

圖8 增大過盈量后電機階次噪聲貢獻分析結果

由上述試驗結果可知，定子和殼體的連接剛度對電機的整體噪聲有很大影響。從減小定子鐵芯的振動來看，應增大電機定子與殼體的過盈量來增大連接剛度；從減小電機殼體振動來看，應減小電機定子與殼體的過盈量來減小連接剛度。由于電機殼體的振動直接輻射噪聲，因此從考慮降低電機噪聲的角度出發，應首先考慮減小電機定子與殼體的過盈量。但與此同時，電機要輸出滿足設計要求的扭矩就需要有足夠的過盈量來提供扭矩，且增大過盈量也可以優化電機噪聲，因此電機定子與殼體的過盈量應在設計允許的范圍內盡量取較大值。

4.3 溫度對電機噪聲的影響

電機定子與殼體是通過熱套工藝裝配在一起。因定子與殼體的熱膨脹系數不同，溫度對電機定子和殼體的實際過盈量有很大影響。為研究在實際工況下電機溫度變化對電機噪聲的影響，利用高低溫試驗箱對不同溫度下的電機進行空載勻加速工況近場噪聲測試，測試結果如圖9所示。

圖9 過盈量改變前、后電機噪聲隨溫度變化曲線

由圖9可知，在約0～35℃時，過盈量減小的電機噪聲大于過盈量增大的電機，在其它溫度區間過盈量減小的電機噪聲優于過盈量增大的電機，但隨電機溫度的升高電機整體噪聲呈下降趨勢。考慮到隨電機溫度升高會使定子與殼體實際過盈量減小，為提供足夠的扭矩，并結合電機噪聲會隨電機溫度升高而下降的趨勢，定子的過盈量應在允許范圍內取較大值。

5 結束語

本文從電動汽車驅動用永磁同步電機定子與殼體過盈量和電機溫度兩方面對電機噪聲進行了試驗分析，結果表明，電機的8階電磁噪聲對電機總聲壓級貢獻最大，8階電磁力經電機結構耦合放大后引起電機殼體振動；通過調整電機定子與殼體過盈量可有效降低電機整體噪聲，但增加和減少過盈量之間優化效果差異并不明顯；溫度變化對電機定子與殼體過盈量有很大影響，隨電機溫度的升高，電機整體噪聲呈下降趨勢;電機定子與殼體過盈量應在允許的范圍內盡量取較大值。

審核編輯：湯梓紅