靖海宏 鄧峰,2 張旎 吳小龍 陶書杰 楊磊

（1.東風(fēng)汽車公司技術(shù)中心，武漢 430056;2.武漢理工大學(xué)，武漢 430070）

主題詞：永磁同步電機(jī) 徑向力 電磁噪聲 分段斜極 耦合共振 諧波注入 氣隙磁密中圖分類號：TM351

1 前言

近年來，隨著新能源汽車推廣普及力度加大，永磁同步電機(jī)嘯叫問題突顯，尤其是在低轉(zhuǎn)速無風(fēng)噪、路噪等情況下的電磁高頻嘯叫影響乘坐舒適性體驗(yàn)，永磁同步電機(jī)的噪聲振動性能也成為評價電機(jī)性能的重要指標(biāo)和開發(fā)過程中的重點(diǎn)和難點(diǎn)[1-2]。

為改善永磁同步電機(jī)電磁噪聲問題，國內(nèi)外專家學(xué)者進(jìn)行了大量研究與論證，陳永校等[3]介紹了各種電機(jī)噪聲和振動產(chǎn)生的機(jī)理，闡述了低噪聲、低振動電機(jī)的設(shè)計(jì)方法以及電機(jī)噪聲和振動的測試與分析技術(shù)；文獻(xiàn)[4]-文獻(xiàn)[8]都基于CAE仿真手段進(jìn)行指導(dǎo)與優(yōu)化，但其邊界條件和加載方式的差異可能導(dǎo)致分析結(jié)果千差萬別；同時相關(guān)文獻(xiàn)也未對產(chǎn)品開發(fā)不同階段應(yīng)采用何種方式降噪進(jìn)行說明，以及缺少兼顧應(yīng)力場、電場、磁場在驗(yàn)證領(lǐng)域的一體化正向設(shè)計(jì)指導(dǎo)。本文基于此類問題，通過總結(jié)相關(guān)電磁噪聲改善方法，并結(jié)合實(shí)際工作案例加以探究。

2 永磁同步電機(jī)電磁噪聲產(chǎn)生機(jī)理

永磁同步電機(jī)一般由轉(zhuǎn)子（含永磁體）、定子（含電樞）和殼體組成，永磁體磁場、電樞反應(yīng)磁場和定子槽及其之間的相互作用產(chǎn)生電磁力，電磁力場與結(jié)構(gòu)場耦合引起殼體結(jié)構(gòu)振動，進(jìn)而引起電磁噪聲。根據(jù)Maxwell張量法，徑向和切向電磁力定義分別為：

式中，μ0為真空磁導(dǎo)率，μ0=4π×10-7H/m，Br為徑向磁密，Bt為切向磁密；同時由于磁場諧波產(chǎn)生的電磁力是由一系列不同頻率、不同分布的旋轉(zhuǎn)力波組成，其表達(dá)式也可表達(dá)為：

式中，ωr為電磁力角頻率，表示電磁力時間屬性；r為電磁力階數(shù)，表示電磁力空間屬性；pr為r階電磁力幅值；

由于Br?Bt，故pr(θ,t)?pt(θ,t)，根據(jù)以上公式，電磁力與磁密平方成正比，因此電機(jī)氣隙磁密越高，電磁力越大，徑向電磁力遠(yuǎn)大于切向電磁力，是電磁噪聲的主要來源，其r階電磁力對應(yīng)的空間和時間可以用對應(yīng)的徑向和切向電磁力波空間分布表示，如圖1所示。

圖1 徑向和切向電磁力波空間分布形狀

由以上分析可知在永磁同步電機(jī)中，由于電機(jī)轉(zhuǎn)子及定子繞組流過交流電流，產(chǎn)生周期性變化的交變磁場和交變電磁力，電磁力波沿鐵心徑向、切向引起振動力波，切向電磁力在一定程度上推動轉(zhuǎn)子，徑向力使轉(zhuǎn)子發(fā)生徑向變形和周期性振動，而此過程中徑向磁場力波起主要作用，從而導(dǎo)致電磁噪聲的產(chǎn)生。同時由于氣隙空間磁場隨時間及空間變化的旋轉(zhuǎn)力波的影響,該作用力經(jīng)過電機(jī)殼體或軸系運(yùn)動和傳遞,使周圍空氣隨之做周期性的振動,從而也導(dǎo)致電磁噪聲的傳遞與輻射，噪聲產(chǎn)生機(jī)理如圖2所示。

圖2 永磁同步電機(jī)電磁噪聲產(chǎn)生機(jī)理

3 永磁同步電機(jī)電磁噪聲優(yōu)化途徑

根據(jù)電磁噪聲產(chǎn)生機(jī)理可知導(dǎo)致鐵芯振動變形的徑向電磁力是引起電磁噪聲的根本原因，故可從降低激勵源電磁徑向力的角度來考慮抑制電磁噪聲。圖3 初步匯總了永磁同步電機(jī)抑制徑向作用力相關(guān)方法[9]，接下來針對各相關(guān)方法抑制電磁噪聲作用機(jī)理做進(jìn)一步的說明。

圖3 永磁同步電機(jī)電磁噪聲徑向作用力抑制方法

電機(jī)轉(zhuǎn)子在性能及空間匹配合理的條件下，理論上隨著斜極段數(shù)的增加，其氣隙磁密大小和氣隙磁密波形畸變率一般呈下降趨勢，可達(dá)到降低電磁噪聲的目的。同時定、轉(zhuǎn)子開斜極或斜槽可使電機(jī)徑向力波沿長度方向軸向線發(fā)生相位移，有效削弱電壓波形畸變，減小其反電動勢，從而減小氣隙磁密的大小，故通過斜極或斜槽方式也可使沿軸向不同截面的平均徑向力降低，從而減小電磁噪聲振動[10-11]。

針對電機(jī)結(jié)構(gòu)耦合共振方面，由圖2 可知，當(dāng)電磁力波的頻率及其階次與定、轉(zhuǎn)子對應(yīng)的固有頻率及其模態(tài)階次接近或一致時，電機(jī)將發(fā)生共振效應(yīng)，此時，電機(jī)電磁噪聲振動較為明顯。由此可知，調(diào)整電機(jī)定、轉(zhuǎn)子及其殼體的剛度和模態(tài)來避開電磁力波的驅(qū)動頻率可以達(dá)到避開結(jié)構(gòu)耦合共振的目的，從而降低電磁噪聲。

對于通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化改善電磁噪聲的方法，其時間成本和經(jīng)濟(jì)成本較高，尤其是在永磁同步電機(jī)開發(fā)中后期階段，基于此可考慮從控制策略層面優(yōu)化其軟件標(biāo)定數(shù)據(jù)來降低電機(jī)徑向力影響。相關(guān)研究表明，電機(jī)本體結(jié)構(gòu)、加工制造和裝配引起氣隙磁場畸變；以及死區(qū)時間、開關(guān)管壓降等逆變器非線性因素等原因，導(dǎo)致電機(jī)電流中有大量高次諧波電流波形發(fā)生畸變。其中高次諧波的幅值隨諧波次數(shù)的增加而衰減，低次諧波幅值較大，所占比重較高。低頻電流諧波的存在使得電機(jī)運(yùn)行過程中出現(xiàn)轉(zhuǎn)矩脈動，從而產(chǎn)生振動和噪聲，由此可通過主動注入電流諧波來抑制諧波電流的產(chǎn)生，從而優(yōu)化電磁噪聲。

在電機(jī)磁路優(yōu)化方面根據(jù)磁密來源不同，存在以下幾種電磁力，即：定子磁密相互作用、轉(zhuǎn)子磁密相互作用、定轉(zhuǎn)子磁密相互作用。固定電機(jī)定子內(nèi)圓某一點(diǎn)觀察，隨著電機(jī)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)，不同時刻的磁密不同，因此磁密是關(guān)于時間的函數(shù)。上述磁密的時空兩重屬性如下式：

式中，ω為磁密角頻率，此時Bm是磁密的時間屬性；p為磁密極對數(shù)，此時Bm是磁密的空間屬性。

由此可知，通過改變磁通密度Bm的大小可改善其徑向電磁力，一般來說可通過降低定、轉(zhuǎn)子表磁或通過轉(zhuǎn)子磁鋼充磁方式（平行和徑向等）的優(yōu)化來達(dá)到降低電磁噪聲的目的。

在實(shí)際產(chǎn)品開發(fā)過程中，上述方法并非彼此獨(dú)立，而是相互聯(lián)系與影響，尤其是在永磁電機(jī)多領(lǐng)域一體化驗(yàn)證正向設(shè)計(jì)開發(fā)過程中。

4 電磁噪聲優(yōu)化方案

4.1 基于電機(jī)分段斜極優(yōu)化

電機(jī)轉(zhuǎn)子斜極結(jié)構(gòu)一般分為兩類：一類是連續(xù)斜極；另一類是分段斜極。連續(xù)斜極也稱整體斜極，目前由于國內(nèi)充磁水平和磁體價格的限制，分段斜極性能和制造成本更優(yōu)，故普遍采用分段斜極結(jié)構(gòu)。理論上分段段數(shù)越多，斜極的降噪效果就越好，但是增加分段段數(shù)必然會增加生產(chǎn)工藝的復(fù)雜程度，降低電機(jī)的可靠性[10-11]。

考慮到結(jié)構(gòu)的不可逆，電機(jī)轉(zhuǎn)子的分段斜極需在其開發(fā)初期設(shè)計(jì)優(yōu)化，同時結(jié)合定子輔助槽、轉(zhuǎn)子輔助槽、齒槽方案優(yōu)化、磁路優(yōu)化設(shè)計(jì)及轉(zhuǎn)子斜極角度等角度方面的最優(yōu)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩的抑制，從而進(jìn)一步達(dá)到電磁噪聲最優(yōu)化的目的[11]，如圖4所示。

圖4 分段斜極定、轉(zhuǎn)子輔助槽電磁噪聲優(yōu)化方案

某新能源汽車的電機(jī)轉(zhuǎn)子采用轉(zhuǎn)子鐵芯軸向兩段結(jié)構(gòu)，由于在電機(jī)開發(fā)前期其48 階電磁噪聲不滿足開發(fā)目標(biāo)要求，故考慮從轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)層面進(jìn)行優(yōu)化。具體優(yōu)化方案為轉(zhuǎn)子斜極段數(shù)由4段優(yōu)化為8段，鐵芯長度由16 mm 改為11 mm，磁鋼由16 mm 調(diào)整為11 mm，轉(zhuǎn)子軸肩減少0.5 mm，斜極方式由4段一字型調(diào)整為8段V 字型，同時在轉(zhuǎn)子表面增加矩形輔助槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，其轉(zhuǎn)子優(yōu)化方案示意圖和實(shí)物圖分別如圖5、圖6所示。

圖5 某電機(jī)轉(zhuǎn)子總成優(yōu)化方案

圖6 某電機(jī)轉(zhuǎn)子總成優(yōu)化前后對比

對比原方案和優(yōu)化方案24階和48階電磁徑向力可知，同等條件下優(yōu)化方案電磁徑向力較原方案有明顯的改善，且徑向力的有效作用區(qū)間增大。同時優(yōu)化方案整體性能和傳動效率與原方案相當(dāng)，優(yōu)化前后對比如圖7、圖8所示。

圖7 某電機(jī)轉(zhuǎn)子原方案與優(yōu)化方案徑向力仿真對比

圖8 某電機(jī)轉(zhuǎn)子原方案與優(yōu)化方案效率仿真對比

通過消聲室臺架試驗(yàn)驗(yàn)證原方案和優(yōu)化方案的轉(zhuǎn)子總成搭載電驅(qū)動樣箱可以發(fā)現(xiàn)，該電驅(qū)動總成在驅(qū)動和發(fā)電工況下其48 階電磁噪聲最高可降低5～7 dB(A)，如圖9、圖10所示。電機(jī)轉(zhuǎn)子經(jīng)分段斜極及輔助槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化后滿足電磁噪聲開發(fā)目標(biāo)要求，由此說明該電機(jī)轉(zhuǎn)子分段斜極優(yōu)化方案是可行的。

圖9 驅(qū)動工況原方案和優(yōu)化方案電磁噪聲對比

圖10 發(fā)電工況原方案和優(yōu)化方案電磁噪聲對比

4.2 基于耦合共振結(jié)構(gòu)優(yōu)化

國內(nèi)某電驅(qū)動總成搭載整車后在EV 模式車速約30～35 km/h工況處存在明顯嘯叫異響，經(jīng)噪聲測試發(fā)現(xiàn)驅(qū)動電機(jī)在轉(zhuǎn)速約2 700 r/min 處存在聲壓級OA（Over Level）峰值，且噪聲頻譜顯示其48 階噪聲在2 700 r/min處存在明顯的能量集中，如圖11、圖12 所示。經(jīng)模態(tài)測試顯示電機(jī)轉(zhuǎn)子在2 136 Hz附近存在明顯一階彎曲模態(tài)，定子在2 177 Hz 附近也存在明顯的固有模態(tài)，其模態(tài)振型和阻尼比如圖13、圖14 所示，電機(jī)定、轉(zhuǎn)子頻響對比如圖15 所示。初步斷定、轉(zhuǎn)子及其殼體在2 100 Hz 附近與48 階電磁噪聲存在結(jié)構(gòu)耦合共振，該嘯叫異響為2 100 Hz附近結(jié)構(gòu)耦合共振導(dǎo)致。

圖11 電機(jī)噪聲OA曲線

圖12 電機(jī)噪聲頻譜

圖13 電機(jī)轉(zhuǎn)子試驗(yàn)?zāi)B(tài)振型

圖14 電機(jī)定子試驗(yàn)?zāi)B(tài)振型

圖15 電機(jī)定、轉(zhuǎn)子頻響曲線對比

由于此時已處于產(chǎn)品開發(fā)中期模具樣件制作階段，根據(jù)結(jié)構(gòu)約束狀態(tài)或局部優(yōu)化其固有頻率差異，耦合共振結(jié)果也會有所不同，故根據(jù)模態(tài)測試結(jié)果對該電機(jī)定、轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)做約束狀態(tài)和局部優(yōu)化來達(dá)到降噪目的。其中方案一為驅(qū)動電機(jī)定子增加約束固定點(diǎn)來提高其固有頻率；方案二為將驅(qū)動電機(jī)齒輪軸棘輪花鍵取消且端部減重，整體軸徑加粗來改變其1 階彎曲模態(tài)。

通過以上驅(qū)動電機(jī)定子和轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化后的仿真發(fā)現(xiàn)，方案一中驅(qū)動電機(jī)定子增加約束固定點(diǎn)后其固有模態(tài)頻率變化不明顯，如圖16所示；方案二中驅(qū)動電機(jī)轉(zhuǎn)子齒輪軸設(shè)計(jì)優(yōu)化后其一階彎曲模態(tài)由原方案仿真結(jié)果2 140 Hz增加到2 467 Hz，模態(tài)頻率整體提升15%，如圖17 所示。由此推斷，方案二在避開2 100 Hz附近耦合共振風(fēng)險的效果更明顯。

圖16 定子增加約束固定點(diǎn)仿真結(jié)果對比

圖17 轉(zhuǎn)子軸設(shè)計(jì)優(yōu)化及仿真對比

按照方案二對電機(jī)轉(zhuǎn)子軸結(jié)構(gòu)做進(jìn)一步優(yōu)化后搭載整車并在同等條件下進(jìn)行主客觀評價，噪聲測試結(jié)果顯示整車在EV 模式30～35 km/h 工況下48 階階次噪聲聲壓級降低超過3 dB(A)且階次突出度降低，如圖18 所示。該工況嘯叫主觀評價評分由優(yōu)化前5.5 分提升至6.5分，嘯叫改善明顯且可接受，說明通過局部結(jié)構(gòu)優(yōu)化改善電磁力耦合共振是可行的。

圖18 結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后車內(nèi)48階噪聲對比

4.3 基于電流諧波注入優(yōu)化

考慮永磁同步電機(jī)三相對稱電流，忽略定、轉(zhuǎn)子齒槽及線圈繞組作用等影響因素，其三相電流可表示為[12-13]：

式中，in為電流有效值；ian、ibn、icn分別為三相電流；ω為電頻率；φn為諧波電流初始相位角；n為正整數(shù)。考慮到三相電流幅值相等，相位差為±120°，由于該星形聯(lián)結(jié)具有對稱性，并不存在3、6、9……次和偶數(shù)次諧波，故可表達(dá)為[14-15]：

經(jīng)坐標(biāo)變換到d、q軸電流為：

式中，k=1，2，3…；計(jì)算d軸為正；q軸為負(fù)。

此三相電流中5 次和7 次電流諧波成分會引起6倍電頻率電磁激勵，產(chǎn)生6 次電頻率電磁噪聲（基于4對極永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)頻24 階電磁噪聲）；11 和13次電流諧波成分引起12 倍電頻率的電磁激勵，產(chǎn)生12次電頻率電磁噪聲（基于4 對極永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)頻48 階電磁噪聲），以此類推。電場與磁場相互作用產(chǎn)生的電磁徑向力除了由PWM 控制死區(qū)電壓的基波外，還存在能量主要集中的6k±1（k=1，2）次諧波上，諧波幅值隨著諧波次數(shù)的增大而快速衰減，因此主要考慮5、7、11、13 次諧波，通過降低電流中的5、7 次諧波來降低電機(jī)的24 階和48 階噪聲。由于三相電流諧波成分是引起電機(jī)電磁噪聲的根本原因，因此通過控制策略優(yōu)化徑向力電磁噪聲最直接的方法就是優(yōu)化d、q軸電流諧波。

基于以上分析結(jié)合國內(nèi)某款新能源汽車在純電模式下存在明顯的電磁嘯叫異響，經(jīng)消聲室整車轉(zhuǎn)轂噪聲測試頻譜圖顯示其永磁電機(jī)在約3 000 r/min 下存在明顯的48 階電磁噪聲特征，如圖19 所示。由于此時該整車及電機(jī)處于開發(fā)中后期，考慮到經(jīng)濟(jì)及時間成本，初步計(jì)劃從電流諧波標(biāo)定策略方面進(jìn)行考察及優(yōu)化。

圖19 某永磁電機(jī)48階電磁噪聲特征

由于在整車上不方便進(jìn)行電機(jī)穩(wěn)態(tài)點(diǎn)的控制，故將該電機(jī)在臺架上進(jìn)行加速工況各穩(wěn)態(tài)點(diǎn)的電流諧波調(diào)試，其優(yōu)化算法如圖20 所示，然后按照控制參數(shù)調(diào)試基本流程選取全油門（Wide Open Throttle，WOT）扭矩工況穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速點(diǎn)單獨(dú)調(diào)試d、q軸電流諧波幅值和相位4 個參數(shù)，如圖21 所示。調(diào)試順序依次為q軸電流相位、q軸電流幅值、d軸電流相位和d軸電流幅值[13-16]。

圖20 基于電流諧波注入電磁噪聲優(yōu)化算法

圖21 控制參數(shù)調(diào)試基本流程

參數(shù)調(diào)試的同時分別對比電機(jī)24階與48階噪聲差異，發(fā)現(xiàn)諧波調(diào)試后各穩(wěn)態(tài)點(diǎn)較調(diào)試前有5～20 dB(A)的衰減，且隨著穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速點(diǎn)的提高，其衰減量呈降低趨勢，至3 000 r/min 以上基本無改善，如圖22 所示。匯總上述調(diào)試結(jié)果并完成控制參數(shù)表，將該控制參數(shù)表導(dǎo)入電機(jī)標(biāo)定控制程序，并同步驗(yàn)證諧波優(yōu)化前后電機(jī)24 階與48階噪聲瞬態(tài)工況改善狀況，發(fā)現(xiàn)均有明顯改善，如圖23、圖24所示。

圖22 穩(wěn)態(tài)點(diǎn)電磁噪聲諧波優(yōu)化前后對比

圖23 諧波注入瞬態(tài)工況24階噪聲優(yōu)化前后對比

圖24 諧波注入瞬態(tài)工況48階噪聲優(yōu)化前后對比

在臺架上完成諧波優(yōu)化調(diào)試后再在整車同等條件下確認(rèn)其48 階電磁噪聲水平，發(fā)現(xiàn)電流諧波優(yōu)化后滿足開發(fā)目標(biāo)要求且主觀評價可接受，如圖25、圖26 所示。

圖25 某永磁電機(jī)噪聲測試諧波優(yōu)化后頻譜

圖26 某永磁電機(jī)諧波優(yōu)化后48階噪聲階次切片

4.4 基于氣隙磁通密度優(yōu)化

由式（3）可知電機(jī)電磁徑向力pr正比于氣隙磁通密度B(θ,t)的平方，而受徑向力作用的振動幅值與其徑向力成正比，聲功率近似正比于振動幅值的平方，故當(dāng)氣隙磁密從B1調(diào)整為B2時，聲功率的變化值可按照下式估算[16-18]：

由于降低氣隙磁通密度有多種方式，本節(jié)僅從轉(zhuǎn)子表磁降低對電磁噪聲優(yōu)化的角度闡述[17]?；谵D(zhuǎn)子表磁降低的優(yōu)化路徑其實(shí)是優(yōu)化電機(jī)磁路從而達(dá)到降低電磁場中諧波含量進(jìn)而抑制電磁激振力的方式。一般來說表磁是磁體表面某一點(diǎn)上的磁感應(yīng)強(qiáng)度，磁體表面不同位置表磁并不相同，本文案例中在同等條件下進(jìn)行對比。

某電驅(qū)動總成開發(fā)后期整車搭載過程中部分樣車在45～50 km/h工況下（電機(jī)轉(zhuǎn)速約為4 800～5 200 r/min）車內(nèi)能聽到明顯電磁嘯叫聲且主觀評價不能被接受。將異響樣機(jī)和正常樣機(jī)在消聲室臺架進(jìn)行對比測試，結(jié)果顯示異響樣機(jī)聲壓級在對應(yīng)轉(zhuǎn)速段不僅較正常樣機(jī)高近10 dB(A)，且超過開發(fā)目標(biāo)要求，圖27 為臺架模擬整車輕度油門和中度油門工況。

圖27 輕度和中度油門工況電磁噪聲階次對比

由于其機(jī)械結(jié)構(gòu)和控制軟件未作變動，且其裝配過程也滿足相關(guān)尺寸要求，故初步判斷其氣隙磁通密度發(fā)生了變化。因此分別進(jìn)行預(yù)充磁和整體充磁檢測，檢測探針距電機(jī)轉(zhuǎn)子表面0.8 mm 并確認(rèn)波形是否存在突變，如圖28所示。

圖28 某電驅(qū)轉(zhuǎn)子總成表磁檢測曲線

表2為轉(zhuǎn)子表磁與電磁噪聲數(shù)據(jù)匯總，發(fā)現(xiàn)無論是預(yù)充磁階段還是整體充磁階段異響樣機(jī)的表磁都較正常樣機(jī)的表磁高，經(jīng)充磁工藝分析進(jìn)一步確認(rèn)電機(jī)表磁與充磁電壓存在以下非線性遞增關(guān)系，如圖29所示，而充磁電壓與轉(zhuǎn)子充磁錯層角度偏差存在非線性遞減關(guān)系，如圖30所示，故最終通過調(diào)整充磁工藝中錯層角偏差來進(jìn)一步調(diào)整轉(zhuǎn)子表磁從而解決該電磁嘯叫問題。

圖29 某電驅(qū)動轉(zhuǎn)子總成表磁與充磁電壓曲線關(guān)系

圖30 某電驅(qū)轉(zhuǎn)子充磁電壓與錯層角偏差曲線關(guān)系

4.5 其他優(yōu)化方法

以上方面對永磁同步電機(jī)的電磁噪聲優(yōu)化均有不同程度改善，在實(shí)際產(chǎn)品開發(fā)過程中均可作為電磁噪聲優(yōu)化的思路和方向。此外，從驗(yàn)證角度而言，同類電機(jī)電磁噪聲的優(yōu)化思路還包括：

a.合理設(shè)計(jì)齒槽配合，削弱磁路中諧波含量；

b.選擇合適的定子繞組節(jié)距，以削弱相帶諧波；

c.縮小定、轉(zhuǎn)子槽開口寬度，或采用閉口槽、磁性槽楔以減小氣隙磁導(dǎo)諧波；

d.優(yōu)化變頻器輸出的非正弦信號；

e.改善定、轉(zhuǎn)子不同心導(dǎo)致氣隙不均的現(xiàn)象；

f.調(diào)整與軸承裝配有關(guān)的工藝參數(shù)問題或加工偏差等問題；

g.校核加工或裝配導(dǎo)致定、轉(zhuǎn)子相對位置有偏差等問題。

同時還可以從磁致伸縮效應(yīng)方面進(jìn)行電磁噪聲降噪，以及通過優(yōu)化電機(jī)殼體加強(qiáng)筋等結(jié)構(gòu)傳遞路徑和空氣傳遞路徑、增加隔音措施等角度來進(jìn)行優(yōu)化改善[18]。

5 結(jié)束語

本文基于永磁同步電機(jī)電磁噪聲產(chǎn)生機(jī)理，通過降低電磁徑向力的方法，對CAE 仿真結(jié)果結(jié)合試驗(yàn)驗(yàn)證進(jìn)行校正與補(bǔ)充，通過實(shí)際改善案例分析闡述了電磁噪聲主要優(yōu)化方法和途徑，發(fā)現(xiàn)在實(shí)際產(chǎn)品開發(fā)驗(yàn)證過程中電磁噪聲優(yōu)化途徑和方法并非彼此獨(dú)立，應(yīng)統(tǒng)籌考慮并做最優(yōu)選擇，確保產(chǎn)品性能更優(yōu)。