汽车用爪极发电机是一种在转子上有着特殊磁极结构的三相凸极同步发电机,用来为汽车上的蓄电池充电,并在汽车发动机运转时作为电源为汽车上的用电器供电。爪极发电机的转子磁极采用鸟嘴型结构,从发电机的轴向看去,磁极的一端（极尖）为窄且薄,同一个磁极的另一端（极跟）则是宽且厚。相邻的两个磁极相互交错,从整体上呈现为相互咬合的鸟爪形。爪极发电机转子磁极的鸟嘴型特殊结构使得电机整体的磁路结构变得非常复杂,磁场的分布情况呈现特殊的空间三维特性。人们对乘坐汽车时的感观舒适性要求与日俱增,汽车爪极发电机的NVH性能也就越来越为人所关注。由于汽车发电机的架设位置靠近驾驶室,其发出的噪声对车内舒适性有很大影响。汽车发动机本身的物理特性使得它在运转时的噪声较大,因此爪极发电机的噪声难以被乘用人员察觉。但是在某些特定的工作状态下,爪极发电机的噪声会比较明显,给乘用人员带来不适。城市交通状况决定了汽车在大多数情况下都是在中低速以及起停状态下运行,导致汽车发电机多处于低速以及怠速状态。汽车发电机在此状态下的噪声频段恰好是人耳的敏感频率,人体对此频段噪声反应最大,因此汽车用爪极发电机的噪声问题备受关注。

电磁噪声问题是一个多学科交叉的问题,涉及到电磁学、结构动力学、声学等学科。国内外学者对电机电磁噪声的研究方法普遍采用理论推导法、数值仿真法以及实验法。文献[1]建立了爪极汽车发电机电磁噪声的计算模型,并通过实验论证不同相数的爪极发电机电磁噪声的主要阶数。文献[2]提出异步电机的径向电磁力波进行解析计算,并与三维有限元分析软件的仿真结果进行对比验证,充分论证解析法的简便可靠性。文献[3]针对笼型异步电动机的电磁振动噪声进行研究,建立笼型异步电动机的场路耦合时步有限元模型,通过定子相电流仿真波形和实测波形的谐波对比验证了电磁力波计算方法的有效性。文献[4]研究了一般异步电机电磁噪声的产生机理,并从多个方面考虑,提出了若干降噪的方法。文献[5]针对变频器供电的感应电机,利用PWM控制策略调节电源谐波性能,达到降低噪声的目的。文献[6]分析了三角载波电源在永磁同步电机电磁噪声控制方面的作用。文献[7]研究了永磁电机极槽配合对电磁振动噪声的影响,并以此提出了一种降低永磁电机电磁噪声的方法。文献[8]对定子齿不均匀分布的表贴式永磁电机的齿槽转矩进行了研究,气隙磁场的切向电磁力对电磁噪声也有影响。文献[9,10]利用数值方法计算了永磁电机的气隙磁场,考虑转子偏心对永磁电机电磁振动噪声的影响。文献[11,12]利用三维有限元方法建立了爪极发电机的数学模型,分析了爪极发电机的感应电动势谐波以及气隙磁场谐波的影响,并提出基于爪极发电机的爪极尺寸变化的优化方法,对汽车爪极发电机的输出性能进行了优化提高。文献[13]基于统计能量法预测了爪极发电机的电磁噪声,考虑了电磁激振力对定子模态的影响。当前针对电机的电磁噪声的研究多利用有限元计算,分析对象以永磁电机和感应电机为主,很少有充分考虑爪极发电机的电磁噪声产生机理以及针对性的降噪措施。

本课题根据汽车用爪极发电机爪极转子的特殊性,依据有限元理论,建立了汽车爪极发电机的三维有限元模型。根据电磁场的基本理论,对爪极发电机的电磁振动机理进行分析,采用有限元仿真软件计算了电磁激振力波。从电磁以及物理结构方面着手,提出了一种降低汽车用爪极发电机电磁振动噪声的方法。

发电机的电磁源振动噪声是由发电机的电磁场产生的。电机的定子与转子都会在气隙中产生磁密波。定转子磁密波相互作用会产生磁力波,磁力波径向作用在定子内表面及转子的外表面,造成定子及转子的形变,形变产生振动与噪声。定转子槽配合、绕组分布形式、输入电流的波形失真、气隙磁导波动、转子偏心、相位不平衡等都会造成机械形变和振动。磁动势的空间谐波、时间谐波、齿谐波、偏心谐波、饱和谐波等会产生寄生高次谐波力与转矩。径向力波作用在定子及转子上还会使磁路发生变形。

爪极发电机是由转子绕组通直流电励磁的,空载时爪极发电机气隙磁动势仅由转子励磁磁动势产生,此时气隙磁动势为

式中,μ为μ/p磁动势谐波的极对数,此处把电枢周长为2pτ的2极波作为基准波,则基波相当于p次波,令其为主波,则各次谐波的次数相应增加p倍,即谐波的次数等于其极对数,故μ也是磁动势谐波的次数;ω₁为基波磁动势的角频率。由于爪极发电机磁极结构有对称性,因此谐波分量不含偶次谐波。经傅里叶分解可知,μ为奇数,μ = (2k + 1)p,k为整数。F_μ为考虑了爪极转子凸极影响的μ次谐波磁动势的幅值。

若仅考虑定子侧有齿槽,转子表面光滑时,爪极发电机的气隙磁导可以表示为

式中, 为假设定、转子均为光滑无齿槽时气隙磁导的不变部分;g为气隙长度;Λ_gk为第k次谐波磁导的幅值;Z₁为定子槽数;K_c1为定子开槽时的卡氏系数,且

k次谐波磁导的表达式为

式中,k_ok为槽开口系数;t₁为定子槽距;b_s0为定子槽口宽。且

式中,ρ为槽开口辅助系数,且

同理,转子开槽而定子光滑时的气隙磁导为

式中,m为谐波次数;Z₂是转子槽数;ω为转子角频率。

谐波磁导幅值为

电机定转子同时开槽时的气隙磁密为

式（10）第一项表示气隙磁导的恒定部分;第二项表示定子谐波磁导;第三项表示转子谐波磁导;第四项表示定转子相互影响下的谐波磁导。

对于爪极发电机,其不仅仅是定、转子开槽。由于爪极转子的特性,应将转子视为开有斜槽。对于爪极发电机来说,由于爪极磁极在定子内圆上的投影为梯形,也就是说爪极转子斜槽是对称斜槽交错分布,如图1所示。

式中,b_sk为斜槽的扭斜宽度。对于爪极发电机的转子而言,其齿距就是相邻磁极的极间距。因此,爪极发电机的气隙磁导可以写成

由前述分析可知,爪极发电机的气隙磁密为

式（13）中,第一部分的 是定转子开槽后的主极磁场,其气隙长度为g′ = K_c1K_c2g;第二部分的K_skcos (kZ₁α)cos (ω₁tμ/p -μα)是由于定子开槽导致气隙磁导产生周期变化而导致的附加磁场;第三部分的K_skcos (ω₁tμ/p -μα)cos [mZ₂(α - ωt)]是由于转子开槽导致气隙磁导周期变化产生的附加磁场;第四部分的K_sk{cos [(kZ₁ + mZ₂)α - mZ₂ωt] + cos [(kZ₁ - mZ₂)α - mZ₂ωt]}cos (ω₁tμ/p - μα)是定转子共同影响的附加磁场。

由于电机铁心硅钢片的磁导率远大于气隙空气磁导率,气隙中磁力线几乎是垂直进入定子和转子的铁心中,因此,电机气隙磁密的切向分量远小于气隙磁密的法向分量。对于气隙磁密的法向分量,其计算可以直接用前述的计算式求得。即

由上式可知,爪极发电机气隙磁场产生的径向电磁力波的幅值大小与气隙磁场磁密值的平方成正比。由此可知,电磁场径向电磁力波的基波频率应为磁场基波频率的2倍。

将上式展开,可得爪极发电机的径向电磁力波为

式（15）中,分项①~分项④为一类,其由气隙磁密的基波产生;分项⑤~分项⑧为一类,其由开槽引起的气隙磁场齿谐波产生;分项⑨由气隙磁场基波与齿谐波共同作用产生。各分项的力波频率和阶数见表1。

本文所研究的常规汽车发电机模型的规格为14V/1kW,额定转速为6 000r/min,主要参数见表2。

在气隙圆周的中心处沿着圆周方向作一条曲线,即可得到气隙磁场沿气隙圆周方向的空间分布。取该线上的一点,可得气隙磁场沿气隙圆周方向的时间分布。

图2所示为爪极发电机定子的空载磁密云图,可以看到,由于爪极发电机转子磁极的特殊形状,发电机定子齿上的磁密产生了类似于斜槽的弱值区。

对比爪极发电机空载和负载情况下的气隙磁密,可以看到负载时由于电枢反应导致气隙磁密波形有所畸变,如图3、图4所示。同时,定子齿槽对气隙磁密波形也有影响。通过对比轴向不同位置的气隙线上的气隙磁密图可以看到,在Z = 0处气隙磁密的波形两端基本对称,在爪极极面上由于极根处的面积大,对应的定子齿较多,极尖处的面积小,对应的定子齿较少。定子齿与极面间气隙最短,磁阻最小,定子槽与极面间的气隙长度最大,磁阻最大,气隙磁密会有下降。

将上述气隙磁密的波形文件导出,通过Matlab软件,可以利用傅里叶变化进行谐波分析。傅里叶分解后的气隙磁密各次谐波的波形如图5、图7所示,各次谐波的幅值如图6、图8所示。

负载时的气隙磁场与空载下相比,基波幅值有所降低,低次谐波分量的幅值相对增大。负载下气隙磁密由于电枢反应,导致气隙磁密波形在最高峰处下降,整体波形也会产生畸变。

得到气隙磁场分布后,按照麦克斯韦应力张量法,即可得到径向电磁力的分布情况。图9所示为空载时的径向电磁力波的空间分布。可以看到,爪极投影覆盖下的定子齿上受到的径向电磁力较大,爪极磁极间空气隙处对应的径向电磁力幅值较小,其分布情况与气隙磁密的空间分布规律类似。

为减小爪极发电机转子极臂的离心颤动,可以采用爪极间焊铜加固的方式。在无刷爪极发电机中爪极发电机的两瓣爪盘就是通过铜块的焊接连接起来。由于铜不是磁性材料,所以可以利用焊接技术将铜焊在转子爪极之间,即将N、S磁极通过铜块连接起来,如图10所示。加铜焊后可以有效抑制爪极的径向离心颤动。采用铜焊时铜块的体积不宜过大,太大的铜块会增加转子质量,并提高成本;也不可过小,铜块太薄会使得焊接作用不明显,甚至有可能导致虚焊,在爪极发电机高速运转时有可能将焊接不牢的铜块甩出,导致不必要的故障及损失。正常的焊接铜块尺寸应是沿着转子周向能覆盖爪极磁极间距、轴向长度为10~15mm,径向厚度为5~8mm。本文采用的铜焊尺寸为径向厚度8mm,轴向长度为12mm。

图11所示为爪极发电机转子爪极间焊铜后的输出电流。可以看到,爪极磁极用铜焊连接后,输出的电流并没有受到影响,由此认为爪极铜焊对于电机的输出性能几乎没有改变。此方法的优点是爪极相邻磁极间用铜焊连接后,爪极的极尖振动形态有了较大的变化,在轴向上的变形变得不均匀。对于用铜块焊接在一起的一对极,极尖远离铜块侧的区域变形量比靠近铜块侧的区域要大得多。

转子铜焊加固前后的振型如图12、图13所示。采用铜焊连接后,爪极发电机转子低阶振型的固有频率相比普通爪极发电机有明显的提升,1~6阶的固有频率分别为7 587.1、8 347.9、8 348.1、8 491.2、8 713.6和8 714.2Hz。

前四阶的最大变形量显著下降,减小最多的是1阶模态,其变形量下降了58.6%。而转子的固有频率增大后,改变了转子固有频率和电磁力波频率的耦合特性,对于爪极转子高速旋转时的极尖变形有更好的抑制作用。

整个试验系统由电源系统、驱动部分、传动部分、样机、信号分析仪、振动传感器组成。根据试验系统设计的方案,结合工程实际,对各项设备与器材进行加工组装后,完成的试验系统如图14所示。图中,驱动部分为直流电动机,通过两个直径不同的皮带轮盘实现转换的转速,来带动爪极发电机的旋转;传动部分是由皮带轮通过铰链与爪极发电机的轴伸相连接,应用铰链连接可以充分减小驱动机以及皮带轮的振动对样机测试的影响;电源系统分别供给直流电动机的电源及励磁电流,以及爪极发电机的励磁电流;信号分析仪连接振动传感器,以分析振动信号。整个试验平台由刚性平台支撑。

在本次振动试验中,待测爪极发电机样机处于空载状态。进行振动试验前,需要验证样机为合格品,以保证振动试验中所测得的结果的有效性。

图15是普通爪极发电机运行在1 500r/min时的振动响应。其中,图15a是爪极发电机的最上方,此处没有夹具限定;图15b是爪极发电机水平轴线位置,此处的机壳被试验台的夹具限制。由本文上述Ansoft仿真计算可知,在空载时爪极汽车发电机的电磁振动的主要阶次为3、5、7和9次。

分析振动频谱图可知,普通爪极汽车发电机的主要阶次的振动幅值在91.4~110.3dB之间,分别对应不同主要阶次的振动频率。而高频区域的振动响应趋于平稳,对振动的影响较小。安装夹具对振动响应也有一定的影响,会降低某些高次谐波产生的振动。对铜焊连接的爪极发电机,振动响应试验结果如图16所示。

综合仿真与实验测试结果可知,采用铜焊连接后,爪极发电机转子低阶振型的固有频率相比普通爪极发电机有明显的提升,因此振动频谱的峰值分别为2 016Hz和2 000Hz,与普通爪极发电机相比,高频区域的振动响应值稍大,但整体频率更高,主要阶次的电机振动幅值也减少,使得总体上产生的电磁振动比普通爪极发电机要小。

本文针对汽车用爪极发电机的电磁振动噪声问题,分析推导了考虑转子爪极特殊形状的气隙磁场与径向电磁力波,分析了爪极发电机电磁振动的产生机理,从抑制转子磁极形变的角度出发,提出了用非磁性材料铜块焊接爪极磁极来降低爪极发电机电磁激振力波的方法,并用实验验证了此方法的可靠性。