电机偏心对电磁噪声的影响分析（二）

永磁同步电机以其高效节能、高功率密度的优势，在传统工业领域中应用广泛；而随着电动汽车产业的蓬勃发展，它作为核心驱动组件的应用场景也日益普及。在理想工况下，永磁同步电机转子的旋转轴心、几何轴心需与定子轴心精准重合，以保证气隙均匀分布，维持稳定的电磁性能。但实际生产与运行过程中，问题往往难以避免：工业场景下，制造精度的偏差、装配工艺的瑕疵常导致转子偏心；车用场景中，长期处于剧烈的车身载荷与复杂的路面激励作用下，易引发轴承磨损、转轴弯曲等故障——这些因素最终都会造成定、转子轴线不对中，使气隙分布呈现不均匀状态，这种现象被称为电机转子偏心。

在永磁同步电机的运行与故障诊断领域，偏心故障作为诱发电机噪声异常的关键因素，其作用机制涉及电磁与机械两个方面，对电机的声学性能与运行稳定性产生显著影响。当转子与定子的同轴度遭到破坏时，无论是静态偏心导致的气隙几何不对称，还是动态偏心引发的旋转中心周期性偏移，均会直接造成气隙磁场畸变，进而产生非正弦的径向电磁力波。该电磁力波会激励定子铁芯产生振动，并通过结构辐射形成电磁噪声；与此同时，偏心故障引发的转子不平衡离心力将进一步加剧轴承、端盖等机械部件的振动响应，形成电磁-机械耦合振动，最终导致噪声源强度显著提升。随着偏心量的增大、电机转速及负载水平的提升，上述噪声激励效应呈现增强趋势。尤其在特定转速区间，当偏心产生的低空间电磁力与结构低阶固有频率（如椭圆模态）接近时，可能引发共振现象，导致噪声幅值急剧攀升。因此，深入探究偏心因素与电机噪声的规律，不仅是解析电机声学特性的核心环节，更是优化电机结构设计、实现电机工艺环节NVH控制的重要基础。本文以永磁同步电机为研究对象，基于电驱总成系统状态，针对混合偏心工况（静态偏心与动态偏心共存）展开分析。通过建立电磁、振动噪声仿真模型，评估电机偏心对电机振动噪声特性的影响，为电机NVH性能优化与故障诊断提供一些指导作用。

2 分析对象

2.1 电磁模型说明

本次分析对象为8极48槽永磁同步电机，采用双V型转子磁钢拓扑结构，平均转矩为280Nm，求解类型是瞬态场，其基本参数和断面结构如下所示；

 

偏心设置示意图

其中电机偏心对电机电磁力的影响分析具体参考公 众号上期分享文章：电机偏心对电磁噪声的影响分析（一）。

2.2 结构模型说明

针对电驱动结构划分结构有限元网格模型，其中外壳类部件采用四面体网格划分，定子、轴、转子及磁钢等均采用六面体网格划分，具体电驱动总成网格示意图如下图所示：

电驱总成有限元网格示意图

2.3 声学模型说明

电机振动响应计算完成后，可使用有限元方法计算其辐射噪声。声学建模时，为了满足每个波长内6个网格节点的要求，通常计算频率越高，声学网格尺寸越小，对应的声学网格数量越大，声学计算的激励输入是以结构振动响应计算输出的振动速度或者加速度作为边界条件进行声辐射计算。声学计算不需要特意建立六面体单元，直接采用前处理网格软件进行网格处理划分，具体如下图所示：

 

噪声计算模型示意图

为了得到电机的噪声级频谱曲线，距离结构表面1m位置设置场点虚拟麦克风，同时在计算结果中输出场点的噪声频响曲线。

3 电机模态分析说明

通过对电驱动总成进行模态仿真，得到电驱总成前面几阶模态振型和固有频率如下图所示：

 

电控盖板二阶弯曲模态振型（847Hz）

三边形模态振型（2738Hz）

呼吸模态振型（4806Hz）

4 电机偏心下的振动噪声影响分析

本次电驱动总成振动响应计算采用模态叠加法，即基于模态结果快速计算振动结果，在完成电机结构振动计算有限元网格模型、材料参数及边界条件等设置后，利用自研电磁力计算软件得到的电磁力进行定子网格映射和载荷力的插值，随后进行电机振动响应分析，然后利用声学有限元软件Actran计算其辐射噪声。

4.1 频率8阶振动噪声影响分析

4.1.1 振动结果对比

以下是电驱动总成在频率8阶电磁力作用下的原状态和偏心状态下仿真得到的振动云图动画，如下图所示：

振动响应计算完成后，提取电控盖板中心点的振动加速度曲线对比如下图所示。

 

电控盖板中心点在8阶电磁力下的振动加速度频谱曲线对比（X向）

 

电控盖板中心点在8阶电磁力下的振动加速度频谱曲线对比（Y向）

 

电控盖板中心点在8阶电磁力下的振动加速度频谱曲线对比（Z向）

电驱动总成原状态和偏心状态在8阶电磁力作用下，其振动响应结果分析如下：

（1）在840Hz时，电驱总成振动工作变形主要表现为电控盖板二阶弯曲振动形态，应由电磁力激发电控盖板二阶弯曲模态导致，电机在偏心状态下，该频率点下的最大加速度幅值增大2倍左右，主要应由偏心引起的电磁力增大导致；

（2）在1520Hz时，电驱总成壳体振动工作变形主要表现为椭圆振动形态振，应由电磁力激发定子椭圆模态导致，电机在偏心状态下，该频率点下的最大加速度幅值增大6倍左右，一方面应由偏心引起的电磁力增大导致；另一方面应由电磁力与结构模态产生了共振而振动加剧。

4.1.2 噪声结果对比

以下是电驱动总成在频率8阶电磁力作用下的原状态和偏心状态下仿真得到的噪声频谱曲线对比图，如下图所示：

 

电驱动总成在8阶电磁力作用下的噪声频谱曲线对比（5点平均）

电驱动总成原状态和偏心状态在8阶电磁力作用下，其噪声响应结果分析如下：

（1）在840Hz时（对应6400rpm附近），电机在偏心状态下，该频率点下的噪声由72dB增至80dB左右，增大8dB，与振动响应趋势一致，主要应由偏心引起的电磁力增大导致；

（2）在1524Hz时（对应11400rpm附近），电机在偏心状态下，该频率点下的噪声由59dB增至83dB左右，增大24dB，与振动响应趋势一致，一方面应由偏心引起的电磁力增大导致；另一方面应由电磁力与结构模态产生了共振而噪声加剧。

4.2 频率48阶振动噪声影响分析

4.2.1 振动结果对比

以下是电驱动总成在频率48阶电磁力作用下的原状态和偏心状态下仿真得到的振动云图动画，如下图所示：

   偏心状态下48阶振动云图（1520Hz）

振动响应计算完成后，提取电控盖板中心点的振动加速度曲线对比如下图所示。

 

电控盖板中心点在48阶电磁力下的振动加速度频谱曲线对比（X向）

 

电控盖板中心点在48阶电磁力下的振动加速度频谱曲线对比（Y向）

 

电控盖板中心点在48阶电磁力下的振动加速度频谱曲线对比（Z向）

电驱动总成原状态和偏心状态在48阶电磁力作用下，其振动响应结果分析如下：

（1）在1520Hz时，电驱总成壳体振动工作变形主要表现为椭圆振动形态振，应由48阶电磁力激发定子椭圆模态导致，电机在偏心状态下，该频率点下的最大加速度幅值增大5倍左右，一方面应由偏心引起的电磁力增大导致；另一方面应由电磁力与结构模态产生了共振而振动加剧。

（2）在2720Hz时，电驱总成壳体振动工作变形主要表现为三角形振动形态振，应由48阶电磁力激发定子三角形模态导致，电机在偏心状态下，该频率点下的最大加速度幅值增大30%左右，一方面应由偏心引起的电磁力增大导致；另一方面应由电磁力与结构模态产生了共振而振动加剧。

（3）在4800Hz时，电驱总成壳体振动工作变形主要表现为呼吸模态振型，应由48阶电磁力激发定子呼吸模态导致，电机在偏心状态下，该频率点下的最大加速度幅值增大30%左右，一方面应由偏心引起的电磁力增大导致；另一方面应由电磁力与结构模态产生了共振而振动加剧。

4.2.2 噪声结果对比

以下是电驱动总成在频率48阶电磁力作用下的原状态和偏心状态下仿真得到的噪声频谱曲线对比图，如下图所示：

 

电驱动总成在48阶电磁力作用下的噪声频谱曲线对比（5点平均）

电驱动总成原状态和偏心状态在48阶电磁力作用下，其噪声响应结果分析如下：

（1）在1524Hz时（对应1900rpm附近），电机在偏心状态下，该频率点下的噪声由56dB增至66dB左右，增大10dB，与振动响应趋势一致，主要应由偏心引起的电磁力增大导致；

（2）在2738Hz时（对应3300rpm附近），电机在偏心状态下，该频率点下的噪声由68dB增至70dB左右，增大2dB，与振动响应趋势一致，一方面应由偏心引起的电磁力增大导致；另一方面应由电磁力与结构模态产生了共振而噪声加剧。

（3）在4806Hz时（对应6100rpm附近），电机在偏心状态下，该频率点下的噪声由78dB增至80dB左右，增大2dB，与振动响应趋势一致，一方面应由偏心引起的电磁力增大导致；另一方面应由电磁力与结构模态产生了共振而噪声加剧。

5 结论

通过对电机偏心对电驱动总成噪声的影响进行仿真分析，主要结论如下:

‌（1）电磁力幅值及噪声增大‌：偏心破坏气隙均匀性，导致电磁力幅值显著提升，直接引起振动和噪声的增大。

‌（2）共振耦合效应‌：偏心引起的低阶空间电磁力与电机结构模态（如椭圆模态、三角形模态）接近时，导致结构共振，大幅放大振动幅值和噪声水平。电机偏心程度越大，电磁力波的幅值和频率变化越明显，振动和噪声也会越强烈。偏心使径向电磁力波（特别是低阶力波，如2阶）幅值大幅增加，成为更强烈的噪声激励源，在模态频率点因共振效应而急剧放大振动和噪声，尤其在椭圆模态附近的（如1520附近）噪声增幅显著。这一规律为电机NVH诊断和优化的工艺因素和解决提供了关键依据，强调需关注电机偏心、结构模态匹配及运行工况下的共振风险。

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