不等距葉輪的永磁電機噪聲測試及特性分析

丁 杰

(湖南文理學院 機械工程學院，湖南 常德 415000)

0 引 言

隨著社會進步與科技發(fā)展，人們對交通工具的舒適性要求越來越高。噪聲不僅會影響人們的交談與休息，還會引起聽力系統(tǒng)、神經(jīng)系統(tǒng)和消化系統(tǒng)等方面的疾病。牽引電機作為車輛的動力設備，工作時產生的噪聲是車輛噪聲的主要來源，因此，有必要對電機噪聲開展深入研究與嚴格控制。

根據(jù)電機噪聲的產生機理，可分為電磁噪聲和機械噪聲，對于風冷型電機還有因電機軸上的葉輪葉片旋轉而產生的氣動噪聲[1]。國內外學者從理論分析、仿真計算和試驗測試等方面對電機噪聲開展了大量研究[2-4]。為了降低葉輪的氣動噪聲，尤其是基頻處的峰值噪聲，不等距葉片的設計方案得到關注。Lowson M V[5]最早提出通過風扇葉片周向隨機布置降低軸流壓縮機基頻噪聲的方法。Mellin R C等[6]推導出不等距葉片產生的離散噪聲譜公式，促進了不等距葉片的研究與應用。Ewald D等[7]提出不等距風扇的正弦曲線調制法。Cattanei A等[8]采用目標函數(shù)優(yōu)化的方法確定了葉片的周向分布方式。Gérard A等[9]采用調制原理降低葉片通過頻率處的聲功率。劉敏等[10]對不等距葉片的貫流風機進行數(shù)值模擬，分析了葉片通過頻率與總聲壓級的降噪情況。馬健峰等[11]采用相位調制方法對離心葉輪的葉片進行不等距設計，數(shù)值模擬和實驗結果表明不等距葉片降低了離心通風機基頻噪聲峰值，總的噪聲級基本不變。談明高等[12]對不等距葉片的離心泵進行數(shù)值計算，分析了不等距葉片的聲壓級頻譜特性。朱宇龍等[13]對永磁電機葉輪的等距方案與不等距方案進行仿真分析，并用測試驗證了不等距方案的降噪效果。

本文以軌道車輛風冷型永磁同步牽引電機為研究對象，開展等距葉輪和不等距葉輪的永磁電機噪聲測試，從總噪聲水平、頻譜特性和降噪量等方面進行對比分析，為永磁電機噪聲性能提升提供指導。

1 葉輪的旋轉噪聲理論

葉輪葉片旋轉時會帶動空氣運動而產生沖擊或壓力突變，導致空氣擾動而形成旋轉噪聲。等距排列的葉片形成的離散旋轉噪聲頻率為[1]

(1)

式中，n為葉輪轉速，單位為r/min；z為葉片數(shù)；i為諧波序號。i=1表示旋轉噪聲的基頻(也稱葉片通過頻率，fbp)，i=2,3,4,…表示旋轉噪聲的高次諧頻。

葉輪葉片旋轉時，還會引起空氣產生漩渦、葉片后緣渦脫落和葉片邊界層湍流分離而形成渦流噪聲。渦流噪聲在頻譜曲線上表現(xiàn)為較寬的頻帶，其頻率為

(2)

式中，Sr為斯特勞哈爾數(shù)，W為氣流與葉片的相對速度，L為葉輪正面寬度在速度平面的投影，i為諧波序號。

葉輪葉片旋轉噪聲聲壓信號為

(3)

式中，θ為葉輪的轉角，θi為各葉片所處的角度位置。

聲壓p(θ)是轉角θ的周期函數(shù)，周期為2π。對式(3)進行Fourier級數(shù)展開，有：

(4)

式中，k為諧波次數(shù)，f為葉輪的轉動頻率。

頻率為kf的k次諧波聲壓信號幅值為

(5)

對于不等距葉片的葉輪而言，θi為隨機變量，且相鄰葉片之間的夾角一般不相同，因此相鄰兩個葉片拍打空氣的相位差不相同，在頻譜曲線上表現(xiàn)為f1處的峰值被消弱。

采用不等距葉片設計時，受到兩個約束條件的限制。首先是葉片的布置應確保葉輪旋轉時的動平衡，以免風機運轉時偏心導致振動加劇，其次是葉片間距的變化率不能太大，以免影響葉輪的氣動性能。為防止出現(xiàn)偏心，z個葉片中可以先任意確定z-2個葉片的位置θi，最后2個葉片位置由下式確定：

(6)

人耳聽覺的聲壓范圍是2×10-5～20 Pa，頻率范圍是20～20000 Hz。為了表示聲音的強弱，以人耳所能感受到的最小聲壓pref為參照標準，對測試的聲壓有效值p取對數(shù)，定義聲壓級為

(7)

式中，Lp為聲壓級單位為分貝(dB)。

通常，為了能反映聲音頻率對響度感覺的影響，體現(xiàn)人耳對聲音的主觀感覺，采用A計權聲壓級，單位為dB(A)。

2 等距葉輪的電機噪聲測試及分析

2.1 測點布置及測試工況

某軌道車輛永磁同步牽引電機采用風冷方式進行散熱，葉輪與轉軸一起旋轉，使空氣由進風口流入，經(jīng)過定子機殼的通風孔帶走永磁電機的熱量，再由出風口流出，永磁電機的風冷流動區(qū)域如圖1所示。葉輪的葉片數(shù)目為13片，呈等距分布，考慮到永磁電機有順時針和逆時針兩個轉向，葉片為平直結構。

圖1 永磁同步牽引電機的風冷流動區(qū)域

為獲得等距葉輪的永磁同步牽引電機噪聲特性，利用B&K振動噪聲采集測試系統(tǒng)在半消室開展噪聲測試。布置噪聲測點時采用五點法，N1測點位于永磁電機傳動軸端，N2和N4測點位于永磁電機兩側，N3測點位于永磁電機后端，N5測點位于永磁電機頂部，各測點距離永磁電機包絡面1 m遠，如圖2所示。在永磁電機傳動軸上布置轉速傳感器，用于獲得轉速信息。噪聲測試中的分析頻率設置為25.6 kHz。

圖2 噪聲測試現(xiàn)場及測點布置

噪聲測試工況分為4種。測試工況1是200～4000 r/min順時針逐級加速，每級間隔200 r/min；測試工況2是200～4000 r/min逆時針逐級加速，每級間隔200 r/min；測試工況3是0～4000 r/min順時針連續(xù)加速后斷電減速；測試工況4是0～4000 r/min逆時針連續(xù)加速后斷電減速。需要注意的是，某些測試中，轉速達到3800 r/min以上時測試控制臺報警，無法加速至4000 r/min。

2.2 總噪聲水平分析

圖3為等距葉輪永磁電機順時針和逆時針轉向時各測點聲壓級隨轉速變化結果?？梢钥闯觯?1)N3測點靠近進風口，在1000 r/min以下的噪聲明顯高于其他測點；(2)在2000 r/min以上，在永磁電機側面的N2和N4測點噪聲水平最高，頂部測點N5和進風口測點N3的噪聲水平次之，出風口測點N1的噪聲水平最弱；(3)200～1000 r/min的平均噪聲在64～75 dB(A)，1000～2000 r/min的平均噪聲在75～84 dB(A)，2000～3000 r/min的平均噪聲在84～93 dB(A)，3000～3800 r/min的平均噪聲在93～98 dB(A)；(4)在800、1000、1200和1600 r/min時，轉向對各測點平均噪聲的影響在1～3.3 dB(A)左右，轉向在其余轉速下的影響在0.7 dB(A)內。

圖3 不同轉向時各測點聲壓級隨轉速的變化

2.3 典型轉速下的頻譜特性分析

圖4為等距葉輪永磁電機在順時針轉向典型轉速下的頻譜曲線。可以看出：(1)在較低轉速時，永磁電機噪聲以電磁噪聲為主，頻譜主要集中在2000、4000和6000 Hz等附近；(2)在2000 r/min以上，永磁電機噪聲以氣動噪聲為主，其中1倍和2倍葉片通過頻率(fbp和2fbp)對氣動噪聲起決定作用，且存在48階和56階的激勵信號；(3)隨著轉速增加，氣動噪聲的影響逐漸增強，在8600～11000 Hz頻段噪聲頻譜出現(xiàn)抬升現(xiàn)象。

圖4 等距葉輪永磁電機在典型轉速的頻譜曲線

2.4 加減速過程的的特性分析

圖5為等距葉輪永磁電機順時針轉向時加速和減速過程的聲壓級曲線對比，逆時針轉向時的結果未列出?？梢钥闯觯杭铀俸蜏p速過程的聲壓級曲線在1600 r/min以下有較大的差異，其原因是減速過程無IGBT器件開關頻率的作用，表明此時是電磁噪聲占主導，1600～2000 r/min是氣動噪聲和電磁噪聲同時起作用，而2000 r/min以上加速和斷電減速過程的噪聲值差距不明顯，表明此時是氣動噪聲起決定作用。

圖5 順時針轉向時加減速過程的聲壓級曲線對比

圖6為N4測點在順時針加速和減速過程的頻譜云圖?？梢钥闯黾铀龠^程的噪聲頻譜主要由fbp、2fbp、48階、56階、104階和IGBT器件開關頻率附近的調制成分組成，減速過程中則無IGBT器件開關頻率的調制成分。

圖6 N4測點加、減速過程的頻譜云圖

3 不等距葉輪方案的噪聲對比分析

3.1 不等距葉輪方案的仿真分析

從等距葉輪永磁電機的噪聲測試結果可知，永磁電機在高轉速下是以氣動噪聲占主導，尤其是fbp和2fbp等頻率處的噪聲峰值明顯。為了降低基頻處的峰值噪聲，擬采用不等距葉輪方案。圖7為葉輪葉片角度分布圖，根據(jù)式(6)可知，z個葉片中，z-2個葉片角度的選取具有較大的隨意性，意味著不等距葉輪方案具有無限種可能。13個葉片等平均角度為27.69，考慮到制造加工的便利性以及動平衡等要求，角度相差不宜過大。

圖7 葉片角度

為了選擇較為合適的葉片角度，首先采用仿真分析的方法進行評價，再采用實物制作與測試的方法進行驗證。針對圖1所示永磁電機風冷流動區(qū)域，首先采用HyperMesh軟件劃分高質量的六面體網(wǎng)格，然后利用Fluent軟件進行流場仿真，再將流場仿真結果中提取的壓力脈動作為聲源，采用Lighthill 聲類比方法和Curle理論進行噪聲輻射傳播計算[14]。流場仿真中，風機入口設置為自由壓力入口，出口設置為自由壓力出口，葉輪壁面設置為無滑移邊界，葉輪轉速取4000 r/min，湍流模型選擇大渦模擬。

圖8為仿真計算得到的渦流分布與噪聲聲壓級分布?？梢钥闯?，葉片前緣開始產生明顯的渦流，在葉輪流道中段分散，尺度變小，隨后在葉片尾部再次加強。葉片的分布對渦流的分布有影響，進而影響到噪聲分布。

圖8 永磁電機風冷流動區(qū)域的仿真結果

經(jīng)過多種不等距葉輪方案的仿真計算與結果評價，部分方案能將葉片通過頻率及其諧波峰值噪聲往其他頻段離散，具有降噪效果，還有部分方案反而會增大噪聲。為驗證不等距葉輪方案的降噪效果，采用如表1所示的4種不等距葉輪方案進行實物制作、噪聲測試與對比分析，其中噪聲測試的工況及測點布置與等距葉輪方案相同。

表1 不等距葉輪方案的各葉片角度(單位：°)

3.2 總噪聲水平的對比分析

圖9為4種不等距葉輪方案順時針轉向的聲壓級隨轉速變化曲線，逆時針轉向的聲壓級隨轉速變化曲線未列出。

圖9 不等距葉輪方案順時針時總噪聲隨轉速變化

可以看出：(1)方案1～方案4在200～1000 r/min的平均噪聲水平分別為58～73、62～76、60～73和60～75 dB(A)；(2)方案1～方案4在1000～2000 r/min的平均噪聲水平分別為73～84、76～84、73～84和75～84 dB(A)；(3)方案1～方案4在2000～3000 r/min的平均噪聲水平分別為84～92、84～93、84～93和84～93 dB(A)；(4)方案1～方案4在3000～4000 r/min的平均噪聲水平分別為92～99、93～98、93～99和93～98 dB(A)；(5)方案1、3、4的各測點在1000 r/min以下未見明顯波動，而方案2的N3測點噪聲較其他測點明顯偏大。

3.3 總噪聲降噪量的對比分析

由于高轉速下的氣動噪聲影響大，主要對比1600 r/min以上轉速不同方案的噪聲水平。下面以等距葉輪各測點的平均噪聲值作為參考標準，采用平均噪聲的差值Lp從總噪聲角度來對比不等距葉輪方案的降噪程度，正值表示降噪量，負值表示噪聲增加量，如圖10所示。可以得出以下結果。

圖10 不等距葉輪方案的總噪聲平均降噪量對比

方案1：順時針旋轉時，1600～1900、2000～2800和3000～3800 r/min的平均降噪量分別為0.01、0.32和0.41 dB(A)；逆時針旋轉時，1600～1900、2000～2800和3000～3800 r/min的平均降噪量分別為0.72、0.27和0.57 dB(A)。

方案2：順時針旋轉時，1600～1900、2000～2800和3000～3800 r/min的平均降噪量分別為0.24、-0.04和0.17 dB(A)；逆時針旋轉時，1600～1900、2000～2800和3000～3800 r/min的平均降噪量分別為0.66、0.22和0.18 dB(A)。

方案3：順時針旋轉時，1600～1900、2000～2800和3000～3800 r/min的平均降噪量分別為0.43、0.31和0.34 dB(A)；逆時針旋轉時，1600～1900、2000～2800和3000～3800 r/min的平均降噪量分別為0.42、0.13和0.46 dB(A)。

方案4：順時針旋轉時，1600～1900、2000～2800和3000～3800 r/min的平均降噪量分別為0.34、-0.01和0.19 dB(A)；逆時針旋轉時，1600～1900、2000～2800和3000～3800 r/min的平均降噪量分別為-0.18、-0.07和0.25 dB(A)。

從總噪聲對比結果來看，4種不等距方案在2000 r/min以上的平均噪聲差距為0.5 dB(A)，方案1和方案3略好于方案2和方案4。

3.4 錯峰效果的對比分析

圖11為方案1測點N2在順時針轉向3800 r/min時的頻譜對比，其他方案以及不同轉速的結果未列出。可以看出：(1)方案1在fbp(13階)的聲壓級降低，且在2fbp下無峰值，但在11、15、17、18、19、20、24和30階(1900 Hz)涌現(xiàn)出新的峰值，且30階和11階的峰值較高；(2)方案2的頻譜與等距葉輪頻譜相似，錯峰效果不明顯；(3)方案3的錯峰效果較明顯，fbp和2fbp處的聲壓級均有一定程度降低，而在fbp頻率周圍衍生出間隔6階的新峰值頻率，如7、19和31階等，且在周圍存在間隔1個轉頻的峰值，如6、8、18、20和32階等；(4)方案4具有錯峰效果，在fbp和2fbp周圍衍生出間隔2倍轉頻的離散峰值，如11、15、17、18、24、28和30階等。

圖11 方案1測點N2在順時針轉向3800 r/min的頻譜對比

圖12為4種不等距葉輪方案N2測點在順時針轉向時fbp和2fbp處聲壓級與等距葉輪的對比結果?？梢钥闯觯?1)方案1～方案4在fbp處的降噪量分別為1.7～10.5、1～4、3～14和3～13 dB(A)，在2fbp處的降噪量為3.3～12.4、5～10、1～17和4～16 dB(A)；(2)對于fbp處的降噪效果：方案1、方案3和方案4在2000～2600 r/min時降噪量逐漸增加，在2600～3400 r/min時降噪量逐漸減少，在3600～3800 r/min時降噪量再增加，方案1～方案4的降噪量分別為3～11 dB、0～4、3～14和3～13 dB(A)；(3)對于2fbp處的降噪效果：方案1在不同轉速變化不大，在3800r/min降噪量最大達12.4 dB(A)，其余轉速的降噪量為4～8 dB(A)；方案2在2000～3200 r/min的降噪量為5～11 dB(A)，在3400 r/min以上轉速的降噪量微小；方案3和方案4的降噪量及趨勢接近，隨轉速增加降噪量降低，降噪量在3～15 dB(A)。

圖12 不等距方案N2測點在fbp和2fbp的降噪量對比

4 結 語

(1)永磁電機噪聲主要由氣動噪聲和電磁噪聲組成，2000 r/min以上是氣動噪聲起決定作用，1600～2000 r/min是電磁噪聲和氣動噪聲共同決定，1600 r/min以下是電磁噪聲占據(jù)主導地位。

(2)等距葉輪噪聲頻譜主要由1倍和2倍葉片通過頻率、48階、56階、104階和開關頻率及倍頻附近的調制成分構成，3000～3800 r/min的平均噪聲為93～98 dB(A)，8600～11000 Hz存在頻譜異常抬升現(xiàn)象。

(3)4種不等距方案在2000 r/min以上平均噪聲差距在0.5 dB(A)，方案1和方案3平均降噪水平略好于方案2和方案4，不等距葉輪方案具有頻散降噪效果，在fbp和2fbp周圍衍生出新的間隔為2倍轉頻的新激勵頻率。