永磁同步电机的振动与噪音

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简述永磁同步电机的特点

简述永磁同步电机的特点
永磁同步电机是一种常用的交流电动机，它具有以下特点：
1、高效率：永磁电机的效率高于其它的电机，它比普通异步电动机效率高出25%～30%；
2、节能：永磁电机的功耗低，用同容量的永磁电机可以替代普通电动机，可以显著节省能耗；
3、无毒无害：永磁电机不排放有害物质，对环境无污染；
4、低噪音：永磁电机的噪音要比普通电动机低，环境要求高的场合更适合使用永磁电机；
5、安全可靠：永磁同步电机的转速随电流调节，加载时减速，安全可靠；
6、小体积：由于永磁电机的体积小，可以安装在空间有限的地方，更加方便使用。

- 1 -。

永磁同步电机性能分析

永磁同步电机性能分析摘要：在永磁同步电机的设计制作中，时刻都要关注降低电机损耗，提高电机运行的效能。

关键词：永磁同步电机；性能；分析；首先我们看电机的损耗，在已知电机参数电阻R1、X1、X ad、X aq和E0的情况下，就可以计算不同功角下永磁同步电机的性能。

1 绕组计算绕组直流电阻式中电阻率为式中α为铜材半导体电阻的温度变化系数，铜材电阻α≈0.004/。

C。

计算绕组损耗时，要考虑折算到相应的基准工作温度。

一般在75。

C。

考虑集肤效应，绕组交流电阻应为式中k1r为电枢绕组的集肤效应系数。

用圆导线双线并绕的定子电枢绕组，输入工频电流时电枢绕组铜损耗2 电枢铁损耗式中p t1d、p j1d可以根据磁密查系数和铁芯的损耗系数曲线计算得到；v t1、v j1定子齿部和铁芯共轭部的体积；k1和k2为考虑由于机械加工和磁场的分布不均匀等原因而引进的损耗系数，小型电机k1=2.5，k2=2.0。

3.杂散损耗杂散作用产生的辐射损耗主要原因是由于在电磁场的高次杂散作用谐波和电磁铁芯中的开槽谐波引起的高次杂散及该谐波在电磁铁芯中高次杂散作用产生的电磁能量辐射损耗，计算困难且不准确。

常用到的经验函数计算公式：4.机械损耗机械损耗p fw是风摩损耗。

小型永磁电机，参考感应电机的经验公式计算。

接着，我们看电磁转换。

1.给定功角θ2.已知U、E0、R1、X1、Xd、Xq直轴电流Id交轴电流I q3.计算功率因素4.确定气隙磁通5.输出功率和效率计算电磁功率和功角特性1.输入功率2.电磁功率只考虑主要损耗定子绕组的电阻r1较小，忽略其影响，电磁绕组的功率为3.电磁转矩将上式两端同除以机械转矩的夹角速度ω，得电磁转矩下面，我们研究影响电机性能的因素。

由上式可以看出：异步起动永磁牵入同步电机的功率和电磁转矩由上式第一项永磁转矩和上式第二项磁阻转矩两个组成部分共同构成，磁阻转矩的功率和大小直接影响电机永磁牵入起动的同步，由上式第二项可以很清楚地看出磁阻转矩的大小是由电机的交轴和直轴电抗之间的x q、x d的倒数差大小决定的。

环形永磁同步电机

环形永磁同步电机环形永磁同步电机是一种应用广泛的电动机，具有高效率、高功率密度和较低的噪音特点。

它在许多领域中得到了广泛的应用，如电动汽车、电动自行车、家电等。

本文将从结构、工作原理和应用等方面来介绍环形永磁同步电机的特点和优势。

我们来了解一下环形永磁同步电机的结构。

它由一个环形磁铁和一个固定在外部的绕组组成。

环形磁铁是由永磁材料制成的，具有较高的磁化强度和磁化稳定性。

绕组则通过电流来产生磁场，与磁铁的磁场相互作用，从而产生电磁力。

整个电机的结构紧凑，重量轻，适合安装在有限空间的设备中。

环形永磁同步电机的工作原理是基于电磁感应和电磁力的相互作用。

当电流通过绕组时，会产生一个旋转的磁场。

这个磁场与环形磁铁的磁场相互作用，产生一个转矩。

通过控制电流的方向和大小，可以控制电机的转速和转矩。

与传统的感应电机相比，环形永磁同步电机具有许多优势。

首先，它具有较高的效率。

由于永磁材料具有较高的磁化强度，可以产生更强的磁场，从而提高电机的转矩密度。

其次，它具有较高的功率密度。

由于电机结构紧凑，重量轻，可以实现更高的功率输出。

此外，环形永磁同步电机还具有较低的噪音和振动水平，适合安装在对噪音和振动要求较高的设备中。

环形永磁同步电机在电动汽车和电动自行车中得到了广泛的应用。

由于其高效率和高功率密度，可以提供更长的续航里程和更强的动力输出。

同时，它还可以通过调整电流的大小和方向来实现电机的调速和调转矩，提高车辆的操控性能。

此外，环形永磁同步电机还被广泛应用于家电领域，如空调、洗衣机、冰箱等。

它可以提供较高的转速和转矩，同时具有较低的能耗和噪音水平，提高了家电的使用体验。

环形永磁同步电机是一种具有高效率、高功率密度和较低噪音的电动机。

它的结构紧凑，重量轻，适合安装在有限空间的设备中。

通过控制电流的大小和方向，可以实现电机的调速和调转矩。

它在电动汽车、电动自行车和家电等领域中得到了广泛的应用。

未来，随着永磁材料和电子控制技术的不断发展，环形永磁同步电机将更加高效、可靠和智能化。

车用永磁同步电机径向电磁振动特性

ＰＭＳｓｆｒｅｅｔｉｅｉｌｓＭｏｌｃｒｃｖｈｃｅ
ＺＨＡＮＧｉ．ＬｅＷＥＮ — ｕＸｕｈｉ
（．ｏｌｅｏＩｆｒｔｎａｄＣｎｏＥｇｅｒｇＣｉｎｖｒｔｏｅｏｅｍ（ａｔｈｎ）Ｑｎｄｏ２６８，ｈｎ；１Ｃｌｇｆｎｏｉｎｏｔｌｎｉｅｉ，ｈｎＵｉｓｙｆｔｌｅｍａｏｒｎｎａｅｉＰｒｕＥｓＣｉａ，ｉａ６５０Ｃｉｇａ２ＩｓｔｅｏＥｅｔｃｌｎｉｅｒｇＣｉｅｅＡａｅｙｏＳｉｎｅ，Ｂｉｎ０００Ｃｉａ．ｎｔｕｆｌｃａＥｇｎｅｎ，ｈｎｓｃｄｍｆｃｅｃｓｅｉ１０８，ｈｎ）ｉｔｉｒｉｊｇ
第１６卷
第５期
电机与控制学报
ＥＬＥＣＴＲＩＭＡＣＨＩＣＮＥＳＡＮＤＣＯＮＴＲＯＬ
Ｖ０．６Ｎｏ５１１．Ｍａ２２ｖ０１
２１０２年５月
车用永磁同步电机径向电磁振动特性
张磊，温旭辉
ｔｂａｎｔｅｍｏａｈｐｎｒｑｕｎｙｃａａｔｒｓｉｓｏｗｏｔｐｓｏｏｏｙｅｍｏｏｓＦｉａｌｖｂａｏｏｔｉｈｄｌｓａｅａｄｆｅｅｃｈｒｃｅｉｔｃｆｔｙｅｆｐｒｔｔｐｔｒ．ｎｌｙ，ｉｒ－
ＡｂｔａｔＷｉｈｎｒａｅｏｐｅｎｏｄ，ｔｅｖｂａｉｎａｃｕｔｃｎｉｅｐｏｌｍｆｔｅｈｇｏｓｒｃ：ｔｔｅｉｃｅｓｆｓｅｄａｄｌａｈｈｉｒｔｏｎｄａｏｓｉｏｓｒｂｅｏｈｉｈｐｗ－ｅ－ｅｓｔｔｒｏｌｃｒｃｖｈｃｅａｅｂｃｍｅｍｕｈｍｏｅｓｖｒｒｄｎｉｍｏｏｓｆｒｅｅｔｅｉｌｓｈｖｅｏｃｒｅｅｅ，ａｄａｈｅｓｍｅｔｌｃｒｃｖｈ — ｙｉｎｔｔａｉｅｅｔｉｅｉｍｅｃｅａｅｍｕｈｓｒｃｅｅｕｒｍｅｔｎｔｅｖｂａｉｎａｄａｏｓｉｏｓｈｎｏｈｒａｐｉａｉｎ．Ａｉｎｌｓｈｖｃｔｉｔｒｒｑｉｅｎｓｏｈｉｒｔｏｎｃｕｔｃｎｉｅｔａｔｅｐｌｃｔｏｓｍｉｇａｈｓｐｏｌｍ，ｒｄａｌｃｒｍａｎｔｃｆｒｅｗａｅｍｏｅｆｔｅｈｉｈｐｗｅ — ｅｉｅｍａｅｔｍａｎｔｓｎｔｔｉｒｂｅａｉｌｅｅｔｏｇｅｉｏｃｖｄｌｏｈｇｏｒｄｎｓｔｐｒｎｎｇｅｙ — ｙｃｒｎｕｔｒｗａｅｕｅｎｄｔｅａｓｓｏｌｃｒｍａｎｔｃｖｂａｉｎｎｃｕｔｃｏｓｒｅｈｏｏｓｍｏｏｓｓｄｄｃｄａｈｃｕｅｆｅｅｔｏｇｅｉｉｒｔａｄａｏｓｉｎｉｅｗｅｅｒ — ｏｓａｃｅｒｍｈｉｗｆｆｒｅｗａｅ；ｔｅｄｓｒｂｔｏａａｄｉｆｅｔａａｔｒｅｅａｔｔｈｌｃｒ．ｅｒｈｄｆｏｔｅｖｅｏｏｃｖｈｉｔｉｕｉｎｌｗｎｎｕｎｉｌｆｃｏｓｒｌｖｎｏｔｅｅｅｔｏｌ

永磁同步电机齿槽转矩分析与控制总结

永磁同步电机齿槽转矩分析与控制总结齿槽转矩是永磁电机固有的特性，它会使电机产生转矩脉动，引起速度波动、振动和噪声，当转矩脉动的频率与电机定、转子或端盖的固有频率相等时，电机产生共振，振动和噪声会明显增大。

齿槽转矩也会影响电机的低速性能和控制精度。

1.齿槽转矩定义：转子在旋转过程中,定子槽口引起磁路磁阻变化, 转子磁通与定子开槽引起的气隙磁导（磁阻的倒数）交互作用在圆周方向产生的转矩为齿槽转矩。

齿槽转矩也称定位转矩，它的产生来自永磁体与电枢齿间的切向力，使转子有一种沿着某一特定方向与定子对齐的趋势.2.齿槽转矩影响因素：齿槽形状、磁极极弧系数、永磁体形状、极槽配合、气隙、磁场强度等.3.齿槽转矩每机械周期齿槽转矩周期数：N co=LCM（Z，2p），Z为槽数，2p为极数,LCM表示最小公倍数.4.齿槽转矩一个周期机械角度为：θsk=360°／N co5.齿槽转矩基波频率为： f c=N co n s=N co fpn s=fp(r/s)为同步转速，p为极对数，f为电源频率.6.齿槽转矩的通用表达式：T co=∑T n∞n=1sin(nN coθ+ϕn)n=1时对应的齿槽转矩的基波幅值为T1, θ为转子机械角位置.7.齿槽转矩的计算：齿槽转矩可以通过计算响应区域的磁能积得到，T ec=dW cdθ，式中，磁共能：W c=∫Bθ22μ0d(υr)(J)对气间隙区域应用麦克斯韦张力张量法计算齿槽转矩，有：T ec=LL gμ0∫rB nS gB t ds，L为有效转子长度；L g为气隙长度；μ0为自由空间磁导率；r为虚拟半径；B n和B t为气间隙磁通的径向和切向分量；S g为气隙表面积.8.降低齿槽转矩措施：1)无槽绕组：采用无槽绕组可以完全消除齿槽转矩，但气隙磁通密度会降低，需要增加永磁体的材料（高度）.2)定子斜槽：通常定子斜槽等于一个槽距，可将齿槽转矩降为零，但定子斜槽减小电动势，电机性能会下降，转子偏心情况，斜槽有效性降低。

永磁同步电机电磁振动分析与抑制

作者简介
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这是《永磁同步电机电磁振动分析与抑制》的读书笔记，暂无该书作者的介绍。
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阅读感受
同时，作者还指出了一些常用的抑制方法，例如优化结构设计、采用合适的滤波器等。这些方法在实际应用中已被证明是有效的，对于从事相关研究的读者来说无疑是一笔宝贵的财富。
在阅读这本书的过程中，我深感作者对永磁同步电机电磁振动的见解独到，并且以实例为依托，娓娓道来，使人易于理解。书中凝结了作者多年的研究成果和实践经验，具有很强的实用性。我在阅读过程中也产生了许多感悟，对书中人物情节产生了共鸣，特别是对作者所强调的重视基础理论和实际应用结合的观点深表赞同。
通过研究发现，永磁同步电机的电磁振动主要来源于电磁场与机械结构的耦合作用。电磁场的变化会引起机械结构的振动，同时机械结构的振动也会影响电磁场的变化。我们还发现电磁振动的频率和幅值受到多种因素的影响，如电机转速、电磁参数、机械结构等。
内容摘要
电磁振动对永磁同步电机的性能和稳定性有重要影响。过大的电磁振动会导致电机产生噪音、振动和异常磨损等问题，严重影响电机的正常运行和使用寿命。因此，对电磁振动进行抑制是非常必要的。我们设计的新型电磁振动抑制器，通过改变电磁参数和机械结构，有效地降低了电磁振动对电机性能的影响，提高了电机的稳定性和可靠性。

目录分析
通过对《永磁同步电机电磁振动分析与抑制》这本书的目录分析，我们可以看到作者系统地阐述了永磁同步电机电磁振动的产生机理、分析方法和抑制技术。重点章节展示了作者利用有限元方法对电磁振动进行数值模拟和设计新型电磁振动抑制器的成果。难点章节则提供了对理论和实践内容的深入讨论和理解辅助。全书旨在为相关领域的研究和实践提供有益的参考和指导，具有重要的学术价值和应用前景。

内置式永磁同步电机不同转子拓扑结

第27卷㊀第1期2023年1月㊀电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报Electri c ㊀Machines ㊀and ㊀Control㊀Vol.27No.1Jan.2023㊀㊀㊀㊀㊀㊀内置式永磁同步电机不同转子拓扑结构的电磁性能及电磁振动噪声分析谢颖,㊀辛尉,㊀蔡蔚,㊀范伊杰(哈尔滨理工大学电气与电子工程学院,黑龙江哈尔滨150080)摘㊀要:为了研究转子拓扑结构对内置式永磁同步电机(IPMSM )电磁性能以及电磁振动噪声的影响,以8极48槽永磁同步电机为例,根据设计指标,分别建立单层和双层永磁体两种内置式转子的永磁同步电机有限元模型,两个模型在定子㊁绕组㊁永磁体用量及轴向长度上完全一致㊂首先,从磁路结构的角度分析交直轴电感的区别,并分别对电机的交直轴电感参数㊁转矩波动㊁空载反电势及其谐波含量和输出外特性进行有限元分析比较㊂其次,根据麦克斯韦张量法推导出径向电磁力密度的解析表达式,并分别将两台电机的气隙磁密和径向电磁力密度及经过傅里叶分解后的谐波含量进行分析比较㊂最后,建立电机的三维有限元模型,计算定子铁心和定子组件径向模态的振型及固有频率,并对两台电机的电磁振动噪声特性进行仿真分析比较㊂结果表明,对于内置式永磁同步电机,在永磁体用量相同的情况下,双层永磁体比单层永磁体的转子结构具有更加良好的电磁特性及电磁振动噪声表现㊂关键词:内置式永磁同步电机;电磁性能;径向电磁力密度;模态分析;电磁振动噪声;有限元法DOI :10.15938/j.emc.2023.01.011中图分类号:TM351文献标志码:A文章编号:1007-449X(2023)01-0110-10㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀收稿日期:2022-04-11基金项目:国家自然科学基金(U21A20145);国家自然科学基金(51977052);黑龙江省自然科学基金重点项目(ZD2022E006)作者简介:谢㊀颖(1974 ),女,博士,教授,博士生导师,研究方向为电机内综合物理场计算㊁新能源汽车用电机设计及多目标优化;辛㊀尉(1997 ),男,硕士研究生,研究方向为永磁同步电机的设计与优化;蔡㊀蔚(1959 ),男,博士,教授,博士生导师,研究方向为驱动电机㊁功率电子控制器及汽车电动化电驱动系统㊁低振动噪声电机等;范伊杰(1996 ),男,硕士研究生,研究方向为永磁同步电机的设计与优化㊂通信作者:谢㊀颖Electromagnetic performance and electromagnetic vibration noise analysis of different rotor topologies of interior permanent magnetsynchronous motorXIE Ying,㊀XIN Wei,㊀CAI Wei,㊀FAN Yi-jie(School of Electrical and Electronic Engineering,Harbin University of Science and Technology,Harbin 150080,China)Abstract :To study the effect of rotor topology on the electromagnetic performance and electromagnetic vi-bration and noise of the interior permanent magnet synchronous motor (IPMSM),an IPMSM with 48slots and 8poles was modelled.Based on the design requirements,the finite-element models of the two IPMSMs with single-layer and double-layer permanent magnets were established.The two models were analyzed with the same stator,winding,amount of permanent magnet and axial length.Firstly,the differ-ence of the d-axis and q-axis inductance was analyzed from the angle of the magnetic circuit structure,and the parameters of the d-axis and q-axis inductance,the torque ripple,the no-load back electromotiveforce,its harmonic content and the output characteristics of the motor were compared by the finite ele-ment analysis.Secondly,the analytical expression of radial electromagnetic force density was deduced based on maxwell tensor method,and the air-gap flux density,radial electromagnetic force density and the harmonic content after Fourier decomposition of the two motors were analyzed and compared.Finally, the3D finite-element model of the motor was established,and the radial mode of vibration and natural frequency about stator core and stator assembly were calculated.Then the electromagnetic vibration noise characteristics of the two motors were simulated and compared.The results show that for the IPMSM, when the amount of permanent magnet is the same,the rotor structure of double-layer permanent magnet has better electromagnetic characteristics and electromagnetic vibration noise performance than that of sin-gle-layer permanent magnet.Keywords:interior permanent magnet motor;electromagnetic performance;radial electromagnetic force density;modal analysis;electromagnetic vibration noise;finite-element method0㊀引㊀言内置式永磁同步电机由于其宽广的调速范围㊁宽高效区及高功率密度等特点被广泛地应用于电动汽车㊁航空航天等领域[1]㊂由于电动汽车用驱动电机需要有较强的过载能力和较宽的调速范围,所以对电机的电磁性能具有较高的要求,同时随着用户对乘坐的体验要求越来越高,对电动汽车用驱动电机的噪声㊁振动和声振粗糙度(noise,vibration and harshness,NVH)性能的要求也更加严格[2-3]㊂因此,针对电动汽车用内置式永磁同步电机的电磁性能及电磁振动噪声的研究具有重要意义和应用价值㊂根据永磁体在转子上的位置不同,永磁同步电机可以分为表贴式㊁内置式和爪极式3种结构,其中,内置式永磁同步电机应用最为广泛㊂内置式永磁同步电机可以利用由交直轴电感之间的差值产生的磁阻转矩提高电机的负载性能和转矩密度,由于这一良好特性,内置式永磁同步电机已成为汽车驱动电机的主要选择㊂转子永磁体不同的形状和位置可以组合成多种磁路结构,转子磁路结构的不同也会对电机的性能产生差异[4]㊂文献[5]采用遗传算法针对一台30kW电动汽车用内置式永磁同步电机的5种不同转子拓扑结构进行优化设计,分别对比分析了5种不同结构的转矩特性㊁弱磁性能及效率分布等性能,总结了各自结构的特点及适用场所㊂文献[6]针对传统三层结构转子结构复杂难加工的问题,提出一种∇+U型的三层转子结构,该结构相比于传统的单层和双层结构可以有效地降低气隙磁密谐波含量㊁转矩脉动及高速弱磁时的铁心损耗,提高电机的弱磁性能及运行效率㊂电机的振动噪声是一个涉及电磁㊁结构㊁力学和声场等多个领域的复杂多物理场问题㊂目前,永磁同步电机电磁振动噪声的抑制是国内外学者研究的热点问题之一㊂文献[7]以44极48槽永磁同步电机为例,分析了作用在定子齿上的电磁激振力的分布特点及作用机理,推导了气隙磁通密度在定子齿削角条件下的表达式,提出基于定子齿削角的振动噪声削弱方法㊂文献[8]通过对内置式永磁同步电机转子隔磁桥进行优化进而改变定子齿部的径向电磁力,降低电机的振动噪声,借助有限元软件分析比较优化前后电机的电磁振动噪声特性,并通过实验进行验证㊂文献[9]提出一种能够在考虑槽型尺寸对气隙磁导影响的条件下快速准确计算电磁激振力波的方法,并总结出能够快速预测定子周向模态对应固有频率的定子铁心等效方法㊂文献[10-11]推导了永磁同步电机在转子分段斜极后的径向电磁力波解析式,并分析了转子分段斜极对永磁同步电机电磁振动噪声的抑制机理㊂上述对电磁振动噪声的削弱方法主要基于对电机的几何结构进行优化,其他方法则主要关注电流激励对电磁振动噪声的影响㊂文献[12]分析了逆变器运行过程中产生的电流谐波对电磁噪声的影响㊂文献[13]提出在适当的直轴电流下可以降低30%的径向力脉动㊂文献[14]研究了在不同供电电流下的振动和噪声,并通过由电流谐波引起的最低空间阶力波的振幅变化解释了噪声和振动峰值的变化特点㊂为分析比较转子拓扑结构对内置式永磁同步电机性能的影响,本文以8极48槽67.5kW的电动汽车用内置式永磁同步电机为研究对象,在保证永磁体用量完全相同的情况下分别建立单层和双层永磁体两种内置式转子的永磁同步电机有限元模型㊂利111第1期谢㊀颖等:内置式永磁同步电机不同转子拓扑结构的电磁性能及电磁振动噪声分析用有限元软件对比分析两台电机的交直轴电感参数㊁转矩输出稳定性㊁空载反电势谐波畸变率㊁输出外特性㊁气隙磁密及径向电磁力密度,并对电机定子进行模态分析,最后计算出电机的电磁振动噪声特性,比较单层内置式转子和双层内置式转子的电磁振动噪声性能㊂1㊀模型建立与性能分析1.1㊀设计指标电机的设计指标及设计后的几何尺寸如表1所示,本文根据电机性能参数要求建立的两台内置式永磁同步电机模型横截面图如图1所示,硅钢片材料采用B30AHV1500,永磁体材料采用N48UH,两台电机的永磁体用量㊁转子斜极方案㊁铁心轴向长度相同且共用一套定子和绕组,并针对转子辅助槽㊁隔磁桥及极弧系数完成了电机性能改进设计,图1(a)为单层内置式V型永磁同步电机模型图,图1(b)为双层内置式V+1型永磁同步电机模型图㊂表1㊀永磁同步电机设计指标及几何尺寸Table1㊀Design index and geometric dimension of perma-nent magnet synchronous motor图1㊀电机模型横截面图Fig.1㊀Cross section of motor model1.2㊀交直轴电感参数分析图2为V+1型结构电机的交直轴定义图,V型结构的定义与之相同,其中,d轴为直轴,q轴为交轴㊂可以看出,直轴磁路相比于交轴磁路需要穿过更多的永磁体,因此,直轴磁路上的磁阻较大,交轴磁路的磁阻较小,交轴电感大于直轴电感㊂图2㊀交直轴定义图Fig.2㊀Definition diagram of d-axis and q-axis永磁同步电机在d-q轴旋转坐标系下,交㊁直轴的磁链方程和转矩方程[15]分别为:ψd=L d i d+ψf;ψq=L q i q㊂}(1)㊀T e=32p(ψd i q-ψq i d)=32p[ψf i q-(L q-L d)i d i q]=T m+T r㊂(2)式中:ψd㊁ψq分别为定子磁链d㊁q轴分量;i d㊁i q分别为定子电流d㊁q轴分量;L d㊁L q分别为电感的d㊁q轴分量;ψf为转子永磁体磁链;T e㊁T m㊁T r分别为电机的电磁转矩㊁永磁转矩以及磁阻转矩㊂由式(1)可以得到永磁磁链和交㊁直轴电感表达式为:ψf=ψd-L d i d;(3)L d=ψd-ψfi d;L q=ψq iq㊂üþýïïïï(4)内置式永磁同步电机电磁转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成,交直轴电感之间的差值越大,磁阻转矩在电磁转矩中的占比就越大,电机的弱磁扩速性能也会越好[16-17]㊂为研究磁路结构对电感参数的影响,对两台电机分别施加相同的激励源,在考虑饱和及交直轴之间的交叉耦合影响的情况下,两台电机的交直轴电感参数随交直轴电流的变化情况如图3所示㊂根据仿真结果分析得出,由于磁路结构的不同,两台电机在空载及负载工况下交直轴磁路的磁阻不同,会使得两台电机的交直轴电感随之不同㊂随着交直轴电流的逐渐增大,电机内交直轴磁路的饱和211电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀程度逐渐增大,交直轴电感逐渐减小㊂图3㊀交直轴电感参数Fig.3㊀Parameters of d-axis and q-axis inductance永磁同步电机的凸极率可以用q 轴电感和d 轴电感表示为ε=L qL d㊂(5)两台电机的交直轴电感及凸极率的最大值和最小值如表2所示,分析得出,电机在不同工况下的凸极率也是不同的㊂由式(5)可知,由于两台电机在交直轴电感数值上存在不同,所以凸极率上也存在差异,V +1电机的凸极率相对较高,可以产生更大的磁阻转矩㊂表2㊀电感及凸极率的最大值和最小值Table 2㊀Maximum and minimum values of inductanceand convexity参数最值V 型V +1型q 轴电感/μH 最大值209222最小值7468d 轴电感/μH 最大值8697最小值5550凸极率最大值 2.49 3.26最小值1.341.361.3㊀输出性能分析在电动汽车运行过程中,如果驱动电机产生较大的转矩波动会带来噪声和振动,影响乘客使用中的舒适度,所以在设计电动汽车用内置式永磁同步电机的过程中通常追求较小的转矩波动,转矩波动[6]可表示为T ripple =T max -T minT avgˑ100%㊂(6)图4为两台电机在额定工况下的转矩波形图,V 型电机平均转矩为137.89N ㊃m,转矩波动4.86%,V +1型电机平均转矩为137.90N㊃m,转矩波动2.8%㊂两者在平均转矩接近的情况下,V +1型电机转矩波动低于V 型电机42%,电机转矩输出性能更加稳定㊂图4㊀额定工况下转矩波形对比Fig.4㊀Comparison of torque waveform under ratedworking condition311第1期谢㊀颖等:内置式永磁同步电机不同转子拓扑结构的电磁性能及电磁振动噪声分析图5为两台电机在一个周期内的A 相空载反电势波形图及其快速傅里叶变化(fast Fourier trans-form,FFT)分解结果图,V +1型电机的17㊁21及23次谐波幅值略高于V 型电机,但由于其阶次较高且幅值很小,故可忽略,其余各阶次谐波幅值均低于V 型电机㊂谐波畸变率可表示为THD =(U nrms /U 1rms )ˑ100%㊂(7)式中:THD 为谐波畸变率;U nrms 为谐波含量的均方根值;U 1rms 为基波的均方根值㊂根据式(7)计算得到,V 型电机的谐波畸变率为5.59%,V +1型电机的谐波畸变率为3.2%㊂由此可知,V +1型电机空载反电势波形正弦度更高,有利于电机稳定运行[18]㊂图5㊀A 相空载反电势及谐波含量分析Fig.5㊀Analysis of no-load back electromotive force andharmonic content of phase A内置式永磁同步电机在转折速度以下常采用最大转矩电流比控制方法,该方法可以使电机输出相同转矩时所需的定子电流最小,减小电机的铜耗㊂随着转速的提升,电机的端电压达到极限,此时需要增加定子电流的直轴去磁分量来保持高速运行时电压方程的平衡,因此,转折速度以上常采用弱磁控制方式提高内置式永磁同步电机的带载能力[19]㊂两台电机的外特性输出曲线如图6所示,可以看出,在转速0~10000r /min 运行区间,V +1型电机产生的转矩和功率略高于V 型电机㊂在恒转矩运行阶段,V 型电机转折速度为4720r /min,V +1型电机转折速度为4900r /min㊂与V 型电机相比,V +1型电机转折速度相对提高3.67%,且在高于转折速度进入恒功率运行阶段后,电机的功率外特性较为平缓,弱磁扩速能力较强㊂图6㊀输出外特性Fig.6㊀Output external characteristics2㊀径向电磁力分析电磁振动噪声是电机运行过程中产生的振动噪声的主要组成部分,气隙磁场产生的径向电磁力作用在电机定子铁心上引起振动,从而将振动传递给电机结构,并将噪声辐射到空气中[20-21]㊂因此,对电机径向电磁力的研究是分析电机电磁振动噪声的关键㊂由于空气的磁导率远小于铁磁材料的磁导率,故在计算径向电磁力密度时可忽略切向气隙磁通密度㊂根据麦克斯韦张量法,作用在电机定子铁心上的径向电磁力密度[22]可表示为f r =12μ0(B 2r -B 2t )ʈB 2r 2μ0㊂(8)式中:f r 为径向电磁力密度;B r 为径向气隙磁通密度;B t 为切向气隙磁通密度;μ0为真空磁导率㊂电机气隙处的磁场主要由永磁体谐波磁场和定子电枢反应谐波磁场两者共同作用产生,因此,式(8)可表示为f r =12μ0(B R σ+B S σ)2=12μ0(B 2R σ+B 2S σ)+1μ0B R σB S σ=12μ0(F 2R Λ2σ+F 2S Λ2σ)+1μ0F R F S Λ2σ㊂(9)411电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀式中:B R σ为永磁体谐波磁场在气隙处产生的磁通密度;B S σ为定子电枢反应谐波磁场在气隙处产生的磁通密度;F R 为永磁磁场气隙磁动势;F S 为定子电枢反应磁动势;Λσ为考虑定子开槽影响时的等效气隙磁导㊂Λσ的表达式[23]为Λσ=Λ0+ðk =1,2,3,Λk cos(kZθ)㊂(10)式中:Λσ为平均气隙磁导;Λk 为开槽产生的k 次谐波磁导的幅值;Z 为定子槽数;θ为转子机械角度㊂根据式(9)可知,气隙磁通密度B R σ与B S σ的大小决定了径向电磁力密度的大小㊂通过有限元仿真得到两台电机的气隙磁密波形及其傅里叶分解频谱图如图7所示,分析得出,两台电机基波幅值相差不大,与V 型电机相比,V +1型电机除21和23次谐波略有增长外,其余阶次谐波含量均有不同程度的下降,气隙磁密波形正弦度更佳㊂图7㊀气隙磁密及谐波含量分析Fig.7㊀Analysis of air gap magnetic density andharmonic content两台电机的径向电磁力密度三维波形及其二维傅里叶分解频谱图如图8所示,其中(A ,Bf )指径向电磁力密度的谐波分量,其空间谐波阶次为A ,时间谐波阶次为B ,f 为通入定子三相电流的基波频率㊂图8㊀径向电磁力密度及谐波含量分析Fig.8㊀Analysis of radial electromagnetic force densityand harmonic content511第1期谢㊀颖等:内置式永磁同步电机不同转子拓扑结构的电磁性能及电磁振动噪声分析径向电磁力密度的幅值与作用在定子上的径向电磁力引起的电磁振动大小成正比,且其空间阶数的四次方与定子铁心的变形程度成反比,所以,空间阶数越高对电磁振动的贡献越小[3],对于本文中的电机可以仅考虑空间阶数rɤ8的径向电磁力密度分量㊂分析得出,径向电磁力密度谐波的空间分量均为极数的整数倍,时间分量均为电频率的整数倍,其中(0,0f)的谐波幅值最大,但因为其关于时间和空间均不变的静态力,所以对电机的电磁振动噪声不会产生影响,可以忽略㊂两台电机的径向电磁力密度经过傅里叶分解后的谐波含量如表3所示,与V型电机相比,V+1型电机(16,4f)的谐波幅值略有增加,其余径向电磁力的各阶次谐波幅值均有所降低㊂表3㊀径向电磁力密度谐波含量对比Table3㊀Comparison of radial electromagnetic force densi-ty and harmonic content阶次径向电磁力密度/(N㊃m-2)ˑ105 V型V+1型(0,0f) 3.08696 3.03805(8,2f) 2.66628 2.20976(16,4f) 1.66524 1.76536(24,6f)0.864510.80144(32,8f)0.576380.36873(48,0f) 1.31498 1.30509(48,12f)0.475770.38607(-48,0f) 1.31498 1.305093㊀模态分析当径向电磁力密度谐波的频率与电机定子的固有频率接近或者相同时会使定子发生共振,此时会引起较为严重的振动响应[24]㊂因此,模态分析是研究电机电磁振动噪声的关键步骤,通过模态分析可以清楚地了解电机定子结构各阶模态振型及其固有频率,分析电机发生共振的可能性㊂本文利用有限元采用自由模态计算方法对电机定子铁心的模态进行求解,忽略模型轴向形变的模态振型,通过计算得到的电机定子铁心和包含机壳的定子组件的各阶模态振型及固有频率如表4所示㊂根据表4分析得知,增添机壳的定子铁心即定子组件,相较于单定子铁心结构,同阶振型的固有频率得到提升,且随着模态阶次的升高,提升幅值随之增加,可以据此特性减少发生共振的可能性㊂表4㊀定子模态振型及固有频率Table4㊀Modal shape and natural frequency of stator 阶次模态振型及固有频率定子铁心定子组件阶2阶3阶4阶5阶4㊀电磁振动噪声分析为分析内置式永磁同步电机转子拓扑结构对电机电磁振动噪声的影响,以本文所提出的两台电机为例,分别建立多物理场耦合仿真模型,将上文通过电磁有限元仿真计算获得的电机定子齿部的径向电磁力作为激励源映射到结构场三维模型中,忽略阻尼对电机振动的影响,对其进行谐响应分析㊂611电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀对于8极48槽永磁同步电机,主极磁场44次和52次谐波与-44次和52次一阶齿谐波相互作用是电机产生振动噪声的主要根源[25]㊂通过有限元仿真求解得出两台电机分别在额定运行工况下(n =4700r /min,P =67.5kW,f =313.33Hz)和峰值工况(n =4100r /min,P =90kW,f =273.33Hz)下机壳表面振动加速度如图9所示㊂分析得出,额定工况和峰值工况下振动加速度具有相同的频谱特性,8倍频接近定子三阶振型的固有频率以及电机一阶齿谐波频率分别对应10倍频和12倍频,因此产生了相对较大的电磁振动;两台电机相比,V +1型电机在4倍频下的振动加速度高于V 型电机,其余频率下的振动加速度均低于V 型电机,与前文所分析的径向电磁力结果相对应㊂图9㊀机壳表面振动加速度频谱对比图Fig.9㊀Comparison of vibration acceleration spectrumon the surface of the housing以电机为中心,1m 为半径,在电机附近建立空气域,将结构场中得到的结果映射到声场中,对电机的声波传播特性进行有限元仿真计算㊂由于电动汽车电机常运行在宽转速范围内,利用远场声功率级瀑布图对两台电机在全转速范围内的噪声频谱特性进行分析,如图10所示㊂当频率接近12倍频时产生的电磁噪声最大,其中,V 型电机电磁噪声最大93.778dB,V +1型电机电磁噪声最大79.709dB,两台电机相比,V +1型电机电磁噪声的声压级约为V 型电机的85%,且对于由16倍频引起的电磁噪声明显降低㊂图10㊀全转速下噪声瀑布图Fig.10㊀Noise waterfall graph at full speed condition5㊀结㊀论本文根据设计参数控制设计变量,在保证永磁体用量完全一致的情况下分别建立单层和双层永磁体两种内置式永磁同步电机有限元模型,利用有限元仿真软件对改进设计后的电机交直轴电感参数㊁输出性能㊁径向电磁力密度㊁定子模态以及电磁振动噪声性能进行分析比较,得出以下结论:1)由于磁路结构的不同,造成了两台电机在磁路磁阻以及交直轴电感上有所差异,双层内置式永磁同步电机具有更大的凸极率,更易于产生磁阻转711第1期谢㊀颖等:内置式永磁同步电机不同转子拓扑结构的电磁性能及电磁振动噪声分析矩,同时在输出性能上具有更加良好的稳定性㊂2)在忽略模型轴向形变模态振型的条件下,增添机壳后的定子铁心相比于单定子铁心结构可以提高模态同阶振型的固有频率,从而可以据此特性减少发生共振的可能性㊂3)气隙中永磁体磁场和电枢反应磁场相互作用产生径向电磁力,径向电磁力是电机产生电磁振动噪声的主要原因㊂转子结构的不同会对电机的磁场分布产生影响,进而影响电机的径向电磁力以及电磁振动噪声表现㊂4)双层内置式永磁同步电机的气隙磁场和径向电磁力密度谐波幅值总体上低于单层内置式永磁同步电机,V+1型电机最大电磁噪声为79.709dB, V型电机最大电磁噪声为93.778dB,且对于V+1型电机由16倍频引起的电磁噪声声压级大幅度低于V型电机㊂参考文献:[1]㊀GAO Lingyu,ZHENG Hangbing,ZENG Lubin,et al.Evaluationmethod of noise and vibration used in permanent magnet synchro-nous motor in electric vehicle[C]//2019IEEE Transportation E-lectrification Conference and Expo(ITEC),June19-21,2019, Detroit,MI,USA.2019:1-4.[2]㊀郑江,代颖,石坚.车用永磁同步电机的电磁噪声特性[J].电工技术学报,2016,31(S1):53.ZHENG Jiang,DAI Ying,SHI Jian.Electromagnetic noise char-acteristics of permanent magnet synchronous motor applied 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permanent magnet motor electric vehicles[J].Proceedings of the CSEE,2019,39(16):4919.[9]㊀邢泽智,王秀和,赵文良,等.表贴式永磁同步电机电磁激振力波计算与定子振动特性分析[J].中国电机工程学报,2021, 41(14):5004.XING Zezhi,WANG Xiuhe,ZHAO Wenliang,et al.Calculation of electromagnetic force waves and analysis of stator vibration char-acteristics of surface mount permanent magnet synchronous motor [J].Proceedings of the CSEE,2021,41(14):5004. [10]㊀徐珂,应红亮,黄苏融,等.转子分段斜极对永磁同步电机电磁噪声的削弱影响[J].浙江大学学报(工学版),2019,53(11):2248.XU Ke,YING Hongliang,HUANG Surong,et al.Electromag-netic noise reduction of permanent magnet synchronous motor bystep-skewed rotor[J].Journal of Zhejiang University(Engineer-ing Science),2019,53(11):2248.[11]㊀WANG Xiaoyuan,SUN Xibin,GAO Peng.Study on the effectsof rotor-step skewing on the vibration and noise of a PMSM for e-lectric vehicles[J].IET Electric Power Applications,2020,14(1):131.[12]㊀TSOUMAS I P,TISCHMACHER H.Influence of the inverter smodulation technique on the audible noise of electric motors[J].IEEE Transactions on Industry Applications,2014,50(1):269.[13]㊀JIAO Guandong,RAHN C D.Field weakening for radial forcereduction in brushless permanent-magnet DC motors[J].IEEETransactions on Magnetics,2004,40(5):3286. 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永磁同步电机原理

永磁同步电机原理
永磁同步电机是一种高效、高性能的电机，其工作原理基于电磁感应和磁场作用。

它的主要特点是具有高效率、高功率密度、高转矩、高速度和低噪音等优点，因此在工业、交通、航空航天、医疗等领域得到广泛应用。

永磁同步电机的工作原理是基于磁场作用的。

它由定子和转子两部分组成，其中定子上有三相绕组，转子上有永磁体。

当三相交流电源施加在定子绕组上时，会产生旋转磁场，这个旋转磁场会与转子上的永磁体产生相互作用，从而使转子跟随旋转磁场旋转。

这样，永磁同步电机就能够实现高效率、高功率密度、高转矩和高速度的运转。

永磁同步电机的优点主要有以下几个方面：
1. 高效率：永磁同步电机的效率通常可以达到90%以上，比传统的异步电机高出20%左右。

2. 高功率密度：永磁同步电机的功率密度比异步电机高出2-3倍，可以实现更小的体积和更高的功率输出。

3. 高转矩：永磁同步电机的转矩与电流成正比，因此可以实现更高的
转矩输出。

4. 高速度：永磁同步电机的转速可以达到10,000转/分以上，比异步电机高出数倍。

5. 低噪音：永磁同步电机的运转噪音比异步电机低，因为它没有滑动部件，运转更加平稳。

永磁同步电机的应用范围非常广泛，包括电动汽车、风力发电、工业机械、家用电器、医疗设备等领域。

随着技术的不断进步，永磁同步电机的性能和应用领域还将不断扩展。

永磁同步电机窄脉冲

永磁同步电机窄脉冲永磁同步电机是一种采用永磁体作为励磁源的同步电机，它具有高效率、高功率密度、高功率因数等特点，被广泛应用于工业领域。

窄脉冲技术是一种改善永磁同步电机性能的方法，本文将对永磁同步电机和窄脉冲技术进行详细介绍。

让我们先了解一下永磁同步电机的工作原理。

永磁同步电机是一种将电能转换为机械能的装置，它的转子上有一个或多个永磁体，这些永磁体产生的磁场与定子绕组产生的旋转磁场相互作用，从而产生转矩。

由于永磁体的存在，永磁同步电机具有自激励特性，无需外部励磁源。

然而，永磁同步电机在实际应用中存在一些问题，例如转矩波动、振动和噪声等。

为了解决这些问题，研究人员提出了窄脉冲技术。

窄脉冲技术是一种改善永磁同步电机性能的控制策略，通过调节电机控制器的输出脉冲宽度，可以使电机在低速运行时获得更高的转矩，提高转矩密度和效率。

窄脉冲技术的优势在于可以提供更高的转矩密度，尤其适用于低速运行的永磁同步电机。

传统的电机控制方法在低速运行时转矩较小，而窄脉冲技术可以通过增加脉冲宽度来提高转矩输出。

此外，窄脉冲技术还可以减小电机的振动和噪声，提高电机的稳定性和寿命。

窄脉冲技术的实现主要依靠电机控制器。

电机控制器通常由微处理器、功率放大器和传感器组成。

微处理器负责实时监测电机状态并计算控制信号，功率放大器将控制信号转换为电机驱动信号，传感器用于采集电机状态信息。

通过精确控制脉冲宽度和频率，电机控制器可以实现窄脉冲技术，并提供稳定的转矩输出。

除了窄脉冲技术，还有其他一些方法可以改善永磁同步电机的性能。

例如，采用磁场定向控制技术可以提高电机的转矩和效率。

磁场定向控制技术通过实时监测电机状态并调节电机控制信号，使电机的磁场与转子磁场保持同步，从而提高电机的转矩输出和效率。

永磁同步电机是一种具有高效率、高功率密度和高功率因数的电机。

窄脉冲技术是一种改善永磁同步电机性能的方法，可以提高转矩密度和效率，并减小振动和噪声。

通过合理设计和控制电机，可以进一步提高永磁同步电机的性能，满足不同应用的需求。

降低永磁同步电动机噪声的方法

降低永磁同步电动机噪声的方法于慎波;钟双双;赵海宁;翟凤军;李红;郭凯【摘要】Starting with the analysis of sound pressure level (SPL) spectrum of permanent magnet synchronous motor (PMSM),the sources of the main peak frequencies are analyzed.Firstly,the SPL spectrum of PMSM was obtained by the experiment under the conditions of switching frequency 4kHz and full load.Meanwhile,the corresponding main peak frequencies were found out.Secondly,the producing reasons of SPL peaks were analyzed from three aspects.The frequencies of producing main SPL peaks include force source frequencies of rotational frequency,the polar logarithmic frequency,cogging frequency of each phase,cogging frequency,frequency of radial electromagnetic force,switching frequency and so on.By the experimental modal analysis,the natural modal frequencies and modal shapes of the stator system were obtained.The coefficient of relative sound intensity of considering axial mode was calculated.Finally,a comprehensive solution was proposed to reduce the noise.The value of noise of the PMSM was reduced by 5dB (A) at rated speed and full load.The study provides references for the design of the low noise PMSM.%从永磁同步电动机声压级频谱分析着手,分析主要峰值频率的来源.首先,通过实验获取了在4kHz开关频率下、满载工况时永磁同步电动机的声压级频谱图,找出对应的主要峰值频率.其次,从三个方面分析了产生声压级峰值的原因.产生主要声压级峰值的频率包括旋转频率、极对数频率、每相齿槽频率、齿槽频率、径向电磁力频率、开关频率等力源频率.通过实验模态分析测得了定子系统的固有模态频率和振型.计算了考虑轴向模态的相对声强系数.最后,提出了降低噪声的综合解决方案,使某型号永磁同步电动机满载时额定转速下噪声值降低了5dB(A).为低噪声永磁同步电动机的设计提供了参考.

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100mv/格
四、正弦波无刷直流电机力矩波动与噪音
正弦波驱动 • 理想情况
e sinsin(2 3)sin(2 3) i 1 sinsin(2 3)sin(2 3) ei3 --无波动力矩
2
• 存在电流偏差Δ时
i 1 s in as in ( 2 3) bs in ( 2 3) c T r as in bs in ( 2 3) cs in ( 2 3)
交流永磁同步电机理论-§9 永磁同步电机的振动与噪音
四、正弦波无刷直流电机力矩波动与噪音
❖ 存在幅值偏差Δi
Tr
2 i sin2
3
--υ＝2P
❖ 存在相位偏差Δθ
Tr
2 i 3
cos2
--υ＝2P
❖ 存在恒定成分ΔI
Tr I sin --υ＝P
存在次谐波成i分
Tr icos(1)
交流永磁同步电机理论-§9 永磁同步电机的振动与噪音
定子磁势：
F s(,t) F sc o p (s 1 [ ) 1 t]
Fsv— 定子磁动势次谐波幅值； v — 定子磁动势谐波次数； θ0 — 定子磁动势在圆周坐标系中角坐标； ω1— 电流基波角频率； η— 电流谐波次数。
交流永磁同步电机理论-§9 永磁同步电机的振动与噪音
一、振动与噪音机理
• 降低气隙磁通密度。
交流永磁同步电机理论-§9 永磁同步电机的振动与噪音
五、抑制措施
方波驱动器
Tr比正弦驱动的要大原因：电势平顶部分小及电感的存在
• 减小Tr的措施 ❖加大电势平顶宽度 ❖电流反馈 ❖正弦波驱动
交流永磁同步电机理论-§9 永磁同步电机的振动与噪音
超前角控制
五、抑制措施
线反电势、电压、电流
f=120Hz
交流永磁同步电机理论-§9 永磁同步电机的振动与噪音
1A/格
Current signal Noise signal
P=5
1A/格
Current signal Noise signal
100mv/格
100mv/格
1A/格
20ms/格
(a)T=0，n=110rpm
Current signal
转子磁势：
F r(,t)F rk co k(p s 0 [ t)]
k
k— 永磁磁动势谐波次数，k=1,2,3,….； p— 极对数； θ0— 转子在定子圆周角坐标系中的角坐标； Ω — 转子转速； Frk— 转子磁动势次谐波幅值。
交流永磁同步电机理论-§9 永磁同步电机的振动与噪音
一、振动与噪音机理
交流永磁同步电机理论-§9 永磁同步电机的振动与噪音
二、定位力矩
• 定位力矩－电机不通电时永磁转子受到的磁力矩 • 引起的原因－齿槽和磁滞的存在
交流永磁同步电机理论-§9 永磁同步电机的振动与噪音
二、定位力矩
理想磁路下的齿槽力矩TC
极数2P＝2，齿数Z＝3，
每周稳定位置数 υ＝6
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i a ( t ) ~ I m 1 st i I m n 5 s 5 i t I n m 7 s 7 i t n
得到 T e ~ T m e 0 m T 6 s 6 t i T 1 n s 1 2 i t T 1 n 2 s 1 8 i t n 8
3
式中 T e0 m 2m [E m 1 Im 1 E m 5 Im 5 E m 7 Im 7 E m 1Im 1 1 1 ]
电机本体
五、抑制措施
定位力矩优化电机系统固有频率
控制器
力矩波动
方波驱动器正弦波驱动器
Tr
Tr TN
10%
Tr
Tr TN
2%
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五、抑制措施
• 定子斜槽或者转子斜磁极
定 • 减少定子槽开口宽度位 • 定子齿开槽力 • 分数槽矩 • 改变极弧宽度抑 • 磁极不规则放置制 • 改变磁钢磁化方向措 • 无槽结构施 • 无铁芯绕组
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正弦波驱动
五、抑制措施
空载
9Nm
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五、抑制措施正弦波驱动器的抑制措施
磁场正弦化设计（不均匀气隙）保证位置传感正弦化精度电流反馈提高电路的线性
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二、定位力矩
啸叫
小电机噪音与电流波形
噪音频率为电流频率的18倍机械转速的90次
理想次数
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二、定位力矩
啸叫
大电机噪音与电流波形
噪音频率为电流频率的18倍机械转速的180次
理想次数
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一、振动与噪音机理
电磁噪音测试最常用的鉴别方法是：一、突然断电法。二、测振法。三、混合变频判断法。所谓混合变频法是指利用相关仪器辅助人耳鉴别噪音。混合变频鉴别法的辅助设备为一套可变频音响设备。鉴别时，首先测试电机在恒电压恒转速时的噪音频谱，记录幅值较大的频段，令变频音响设备在这些频段上发出激励声源，根据同频声波幅值叠加原理，当激励声源与噪音相应频谱成分接近或一致时，人耳会感觉到噪音被加强。
1、电磁噪音
控制器PWM；定位力矩；力矩波动；
2、机械噪音
电机轴承；电机电刷；转子不平衡。
3、空气动力噪音
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对人的损害：对神经系统有坏的影响；损害人的听觉。
——在频率300一600赫兹区队80分贝响度级的噪声若每天连续作用8小时，实际上不会引起对1000一2000赫兹言语频率范围内的听觉丧失；
一、振动与噪音机理
一、不随时间变化的恒定力波，即零次力波。恒定力波只是对定子铁心产生静压力时铁心产生静变形，不产生振动和噪音; 二、定子磁动势同次谐波，力波角频率为2ηω1; 三、转子磁动势同次谐波，力波角频率为2kω1; 四、定子磁动势不同次谐波，力波角频率为(ηi±ηj)ω1 ; 五、转子磁动势不同次谐波力波，角频率为(ki±kj)ω1 ; 六、定、转子磁动势不同次谐波力波，角频率为(ηi±kj)ω1; 七、定、转子磁动势同次谐波力波，角频率为2ηiω1;
合成磁动势：
F ( , t ) F s cp ( o 1 ) s1 t [ ] k F r c k k ( o 0 p s t ) []
气隙磁密： B(， t)F/S
单位面积力： B2 (，t) 20
N,cos (t) ,
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• 虚位移方法求取TC
W
1 2
F2dG
TC＝W ＝ Tcos
2P 8 8 例： Z 9 12
C 12
min 72 48
• 最低次数υmin－每周磁能状态重复次数
min
2PZ C
C— 2P 和Z的最大公约数
• 幅值－决定于磁势平方F2和磁导G的υ次幅值乘积
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——在频率300一600赫兹区间，88至95分贝的噪声响度级经过30年会引起对1000赫兹的听觉丧失8至13分贝，对2000 赫兹的听觉丧失13.5至19分贝；
——在频率1200一2400赫兹区间，73分贝的噪声响度圾经过7年会引起对4000赫兹的听觉丧失5分贝，而83至88分贝的响度级经过30年会引起对4000赫兹的听觉丧失 27至33分贝。
二、定位力矩
缺陷磁路的齿槽力矩 • 转子有缺陷导致Z次定位力矩 •定子有缺陷导致2P次定位力矩
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二、定位力矩
样机的定位力矩分析
min
2PZ C
极对数P 齿数Z 定位力矩
大电机 10
18
180
小电机
5
9
90
220rpm对应的电流频率 Hz
36.6 18.3
20ms/格
（b）T=0.5 N•m，n=326rpm
Noise signal
（a）电流周期18次，噪音频率为165Hz。（b）电流周期6次，噪音频率为163Hz。（c）电流周期12次，噪音频率为162Hz。
20ms/格
(c) T=9 N•m，n162rpm
小电机
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T e6 m 2 3 m [ I m 1 ( E m 7 E m 5 ) I m 5 ( E m 1 1 E m 1 ) I m 7 ( E m 1 3 E m 1 ) ]
3
T e1 m 2 2 m [ I m 1 ( E m 1 3 E m 1 ) 1 I m 5 ( E m 1 7 E m 7 ) I m 7 ( E m 1 9 E m 5 ) ]
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一、振动与噪音机理气隙源自导：0cozs 其中
μ— 气隙磁导谐波次数， μ =1,2,3,……； Z— 槽数； Λ0— 磁导常量部分； Λ0 — 次谐波幅值； Φμ— 定子圆周角坐标系自变量。
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一、振动与噪音机理
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三、方波无刷直流电机力矩波动与噪音
6 8 1.0 1.2
Tem/(N.m)
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