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基于Virtual.lab安装挂脚设计对车用发电机电磁噪声影响的分析
2017-06-12 16:35:27  作者:孙罕 孙菲 胡山凤 孙韬  来源:互联网
  •   1 发电机功能及发电机噪音的介绍   车用发电机是汽车供电的主要功能零件,其额定输出电流一般从90安到300安,在汽车怠速和运行时保证整车的供电需求并及时给汽车电池充电。由于发电机与发动机之间由皮带 ...

  1 发电机功能及发电机噪音的介绍

  车用发电机是汽车供电的主要功能零件,其额定输出电流一般从90安到300安,在汽车怠速和运行时保证整车的供电需求并及时给汽车电池充电。由于发电机与发动机之间由皮带实时连接,为了达到输出的自由控制和最高的发电功率密度,车用发电机往往采用爪极式的绕线励磁转子结构。

  随着整车NVH的控制技术的发展,传统噪音源变得越来越安静,使得车用发电机的噪声问题变得越来越突出,进而得到的越来越的重视和研究。车用发电机噪声可分为机械噪声、风噪以及电磁噪声。机械噪声主要来源有转子不平衡、轴承滚动以及碳刷与集电环摩擦等。风噪主要来源有离心式散热风扇、前后爪极以及风扇与端盖之间气流干涉等等。电磁噪声则主要源自发电机发电过程中电磁力激励的定/转子振动。为了达到最大的发电功率密度,车用发电机通常采用整距绕组配以全桥整流电路。但也因此使得电机的电流谐波增加,齿槽扭矩与扭矩脉动叠加,整体电磁噪音增大。其中转子振动引起高频噪声直接通过空气传到人耳。定子与前后端盖通过四个螺栓紧固,所以定子振动引起前后端盖乃至整机的振动,前后端盖的振动通过空气传入人耳。电磁噪声发生频率较高,怠速乃至中、低速阶段发电机电磁噪声越来越明显,已经成为各OEM客户十分关心的问题。

  之前已经有很多关于发电机电磁噪声的研究,但是鲜有涉及外部结构对发电机电磁噪声的影响。本文围绕整车匹配时,挂脚设计对爪极发电机电磁噪声的影响作出相关分析。

  2 发电机整车匹配遇到的噪声问题

  如果不考虑工艺引起的加工误差和装配误差,同样的定转子设计意味着同样的输出、以及同样的电磁力分布。现有两款110A输出的发电机,其定转子设计相同,唯一的区别在于挂脚设计。由于各自匹配的客户发动机设计布局不同,所以给客户1设计的发电机M1有两个径向挂脚,一个轴向挂脚,三个挂脚均在前盖上,如图1所示。给客户2设计的发电机M2有两对轴向挂脚,即前盖有两个轴向挂脚,后盖有两个轴向挂脚,如图1所示。

  

图1 给客户的设计M1(左)和M2(右)

  图1 给客户的设计M1(左)和M2(右)

  M1与M2都是3相6对极,定子槽数为36槽,输出性能一致,但是在噪音上的表现相差很大。其噪音实测对比如图2所示,特别在2500转-4000转之间,个别转速下总声功率级甚至相差近8dBA。1000转-4000转之间的噪声主要由电磁噪声引起,其中又以36阶为最主要贡献源,个别转速下30、42、72阶等其他阶次也体现一定的贡献量。根据以往的经验很难解释如此巨大的差异,为了找出该差异的根本原因,我们利用Siemens公司的Virtual.lab Acoustic软件对两个模型进行了噪声仿真。

  

图2 M1和M2声功率测试结果(dBA)

  图2 M1和M2声功率测试结果(dBA)

  3 电磁噪声计算

  基于Virtual.lab的电磁噪声计算包括电磁计算、结构模态计算、结构响应计算和噪声计算。本文的电磁计算使用的软件是JMAG,模态计算通过ANSYS实现,结构响应计算和噪声计算都是在Virtual.lab上完成的。为了保证输入电磁力的准确性,发电机的电磁模型被精确修正。如图3所示,计算所得的输出与实验数据精确吻合,最大误差不超过1.8%,由此可以间接确认电磁力的准确性。

  计算流程如图4所示,先计算电磁力和结构模态,然后将电磁力加载到结构模型,利用电磁力激励结构模型求得结构响应。之后将结构响应量(位移/速度/加速度)加载到噪声网格,最后基于边界元法计算噪声。

  在上述计算流程中,电磁力的映射以及振动响应量的映射是非常关键的环节。电磁力需从JMAG里的电磁网格映射到ANSYS里的结构网格,振动响应量需从结构网格映射到声学网格。通过Virtual.lab Acoustic的Data Transfer功能,可以轻松实现相关物理量的映射,同时可以处理FFT和逆FFT变换。

  

图3 计算与实测输出电流对比

  图3 计算与实测输出电流对比

  

图4 基于JMAG、ANSYS和Virtual.lab的电磁噪声计算流程

  图4 基于JMAG、ANSYS和Virtual.lab的电磁噪声计算流程

  本文针对1500转-3900转这一转速区间计算,每200转计算一个转速。测试在标准的半消音室完成,仿真使用了Virtual.lab提供的半消音室场点,见图5。测试和仿真的总声功率如图6所示。

  

图5 半消音室和对应的场点网格

  图5 半消音室和对应的场点网格

  

图6 M1、M2声功率计算值与测试值对比

  图6 M1、M2声功率计算值与测试值对比

  计算结果和测试结果在总趋势一致,在整体的量级上也基本吻合。有些转速下的计算值和测试值相差比较大,主要有如下几个原因:1)由于高频模态计算与实际存在一定的频率误差,而且相近模态的先后顺序与实际也不尽相同;2)基于ANSYS的模态计算是线性计算,无法考虑非线性接触等问题(如开始接触,某些状态下接触分离等),所以即使做到了频率相近,具体的振型和节点位移量都和实际存在差别。3)计算中采用统一的模态阻尼比2.5%,没有分别考虑不同的模态阻尼比。4)计算模型的尺寸是名义尺寸,并且不存在装配误差。

  4 噪声计算结果分析

  分析第三节的计算结果,2900转和3300转这两个转速下M1和M2的计算值和测试值都有较大差异,我们特此针对这两个转速进行分析。

  首先通过Virtual.lab查看振动响应输出的结果。由图7和图8中的最大位移量可见,M1在2900转、3300转时结构变形明显大于M2。

  

图7 M1在2900转(1711Hz)和3300转(1947Hz)时的结构响应

  图7 M1在2900转(1711Hz)和3300转(1947Hz)时的结构响应

  

图8 M2在2900转(1711Hz)和3300转(1947Hz)时的结构响应

  图8 M2在2900转(1711Hz)和3300转(1947Hz)时的结构响应

  2900转时,发电机的36阶频率为1740Hz,结构响应计算对应的频率是1711Hz。对比Virtual.lab模态参与因子的输出结果(图9),在1711Hz时M1主导模态是第9阶(1724Hz)和第10阶(1750Hz)模态,M2的主导模态是第9阶(1657Hz)模态。其振型分别见图10-1、图10-2、图10-3。M1第9阶振型为定子发生径向变形同时伴随着后盖中心部分的轴向运动,M1第10阶振型为后盖中心部分的轴向运动。M2第9阶振型为定子的径向变形。由振型可见,M2由于电磁力激励定子,使定子产生径向变形,这是一种比较常见的电磁噪声来源。M1的振振型不仅有定子的径向变形,同时附加了后盖中心部分的轴向变形,这个轴向变形运动导致了M1噪声比M2大。轴向运动来源于发电机前轴承与前端盖三向紧固连接,为了避免轴向装配过约束,后轴承与后端盖轴向可移动。

  分析M2、M1挂脚设计可知,M2前后端盖都有轴向挂脚,后盖上的挂脚限制了后盖的运动。而M1所有的挂脚都在前盖上,所以后盖缺少约束,加剧了噪声的产生。

  

图9 2900转时M1与M2的模态参与因子

  图9 2900转时M1与M2的模态参与因子

  

图10 M1、M2在2900转时的主导振型

  图10 M1、M2在2900转时的主导振型

  3300转时,发电机的36阶频率为1980Hz,结构响应计算对应的频率是1947Hz。对比Virtual.lab模态参与因子的输出结果(图11),在1947Hz时M1主导模态是第12阶(1967Hz)模态,M2的主导模态是第11阶(2026Hz)模态。其振型分别见图12-1、图12-2。M1第12阶振型为电机整体绕电机轴转动带动前盖上的挂脚发生变形,同时伴随着定子的三角形径向变形。M2第11阶振型为定子三角形径向变形。由振型可见,M2的定子三角形径向变形,这是一种比较常见的电磁噪声来源。M1的振型不仅有定子的径向变形,同时附加了电机整体的变形。M1由于挂脚都在前盖而且是两个径向挂脚加一个轴向挂脚,使得电机整体的旋转变形较为突出。同时由于后盖上没有挂脚,后盖对定子径向变形的约束相对于M2不明显。以上两种原因都加剧了M1在此转速下的噪声。

  

图11 3300转时M1与M2的模态参与因子

  图11 3300转时M1与M2的模态参与因子

  

图12 M1、M2在3300转时的主导振型

  图12 M1、M2在3300转时的主导振型

  5 M1优化方案M3和M4

  在保持原有客户接口的前提下,对M1的挂脚进行修改,设计出M3和M4(图13)。M3将M1轴向挂脚设计作出微调。M4将M1轴向挂脚两个安装孔分别布置在前、后盖上。

  

图13 针对M1的优化方案M3和M4

  图13 针对M1的优化方案M3和M4

  M3和M4的计算值显示,这两种方案对噪声表现几乎没有改善。因为这两种方案都没有有效的抑制后盖的运动。M4的后盖径向挂脚虽然对后盖起到一定的约束,但是由于径向挂脚的约束面在挂脚与工装接触面上,对整机的振动约束有限。

  

图14 M3和M4声功率计算值

  图14 M3和M4声功率计算值

  6 M1优化方案M5和M6

  

图15 针对M1的优化方案M5和M6

  图15 针对M1的优化方案M5和M6

  在保持原有客户接口的前提下,固定后盖的某些面,设计出M5和M6(图15)以模拟后盖上添加轴向挂脚所产生的影响。M5将M1固定两个出气格栅的面,模拟后盖添加轴向双挂脚。M6将M1固定两个相邻出气格栅的面,模拟后盖添加轴向单挂脚。M5和M6的计算值显示,这两种方案对噪音的抑制有明显的效果。通过在后盖上增加轴向挂脚,改善了后盖的摆动同时抑制了定子的径向振动。使得噪声表现得到明显改善。

  

图16 M5和M6声功率计算值

  图16 M5和M6声功率计算值

  7 结论

  使用Siemens Virtual.lab Acoustic可以便捷高效地实现对车用爪极发电机的电磁噪声分析。经上述分析,车用爪极发电机的挂脚设计直接影响其电磁噪声表现。如案例M1,三个挂脚都在前盖上,同时组合方式是两个径向加一个轴向。这样的设计首先无法限制电机后盖的运动,对电机定子径向运动的约束不足,无法抑制噪声。其次,由于后盖没有挂脚,整机的质心对挂脚产生的惯性矩更大,在振动情况下的位移量更大。尤其是会引起后盖部分上下摆动和整机的沿轴向转动变形。所以考虑车用爪极发电机的噪声影响因素时,不仅要考虑电机的公差,极对数、相数、气隙电磁力分布及温度等方面的影响,同时也要考虑整车的匹配情况。即使相同的定转子设计,在匹配不同发动机时挂脚的改动也会引起噪声的明显改变。



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