Pour accélérer votre projet, vous pouvez étiqueter les piles de laminage avec des détails tels que tolérance, matériel, finition de la surface, la nécessité ou non d'une isolation oxydée, quantitéet bien d'autres choses encore.
Si votre modèle VNVH présente le moindre écart dans les forces du stator et des aimants du rotor, le reste de la chaîne de prédiction du bruit et des vibrations ne semblera précis que sur PowerPoint. Dans la pratique, il ne s'agit pas de tout modéliser, mais de choisir dès le début les bons ordres de force et les bons cadres, et d'accepter quelques « bonnes » approximations plutôt qu'un faux modèle complet.
Au cours des dernières années, la plupart des travaux publiés sur le NVH électromagnétique ont convergé vers un scénario similaire. La force radiale exercée sur les dents du stator, façonnée par les rainures du stator, domine la contribution électromagnétique au bruit. La structure et l'acoustique ont bien sûr leur importance, mais elles sont généralement considérées comme un problème de réponse plutôt que comme la source principale.
Plusieurs groupes ont démontré qu'une fois que vous incluez la fonction de perméance des encoches du stator dans votre calcul de contrainte Maxwell, les harmoniques « problématiques » qui correspondent aux modes du stator ont tendance à provenir d'un ensemble assez restreint d'ordres spatiaux, en particulier les ordres faibles tels que 0, 2, 4, 6, en fonction de la combinaison encoches-pôles.
Dans le même temps, le travail côté rotor est devenu plus sophistiqué. On observe des rainures à la surface des aimants pour supprimer les composantes de force d'ordre élevé, des structures à fentes dans le rotor qui dévient le flux et réduisent les ondulations de couple, ainsi qu'une optimisation de la forme des aimants conçue pour éloigner le couple de cogging et la force radiale des résonances structurelles.
La plupart de ces études s'arrêtent dès qu'elles ont démontré un spectre harmonique de force réduit et une corrélation satisfaisante avec les tests de bruit sur un ou deux prototypes. Cela est utile, mais si vous essayez de mettre en place un processus de prédiction VNVH reproductible pour toute une gamme de moteurs, vous devez adopter une approche légèrement plus systématique et, curieusement, être un peu moins exigeant en matière de perfection.
Vous connaissez déjà la dérivation standard. La densité de flux radial dans l'entrefer est la somme des PM et des MMF de l'armature, modulée par une forme d'onde de perméance de fente. La contrainte de Maxwell donne la densité de force radiale comme étant approximativement le carré de cette composante de flux radial divisé par μ₀. La perméance est développée en une série avec des termes multiples du nombre de fentes, et vous obtenez soudainement une multitude de composantes de force spatio-temporelles.
Dans la pratique, ce qui importe pour la prédiction VNVH, ce n'est pas l'expansion complète, mais la minutie avec laquelle vous suivez trois éléments.
Tout d'abord, quels ordres spatiaux vont réellement se coupler aux modes dominants du stator. De nombreuses études soulignent que les ordres spatiaux faibles, en particulier le 0e et quelques multiples faibles liés à la combinaison fente-pôle, contrôlent la plupart des vibrations et du bruit, car la réponse structurelle diminue approximativement avec la quatrième puissance de l'ordre.
Deuxièmement, le modèle de rainurage lui-même. Il existe un écart entre le modèle analytique de perméabilité relative et ce que produira une analyse par éléments finis (FEA) en 2D ou 3D avec des pointes de dents, des chanfreins, des coins et une saturation réalistes. Les modèles analytiques sont rapides et pratiques pour les balayages paramétriques du pas et de la largeur des rainures, mais leurs spectres de force commencent à dériver dès que l'on s'éloigne des rainures nettes et uniformes ou que l'on pousse la conception vers une saturation profonde. Cette dérive est généralement faible pour le couple, mais nettement plus importante pour la force radiale.
Troisièmement, le skew et le fractionnement. Le skew est encore souvent traité comme une correction post-traitement sur les harmoniques de force. Cela peut convenir si le skew est faible et la structure simple, mais la prédiction VNVH complète est sensible à la distribution spatiale exacte, et le skew les mélange. Si vous ne faites pas attention, vous finirez par « corriger » un problème de cogging, mais vous renforcerez accidentellement l'excitation du mode shell.
En bref : utilisez le modèle analytique de rainurage pour comprendre les tendances, mais verrouillez les conceptions clés à l'aide de l'analyse par éléments finis (FEA) qui inclut la géométrie et la saturation réelles des rainures, puis figez la perméabilité relative pour l'extraction harmonique, comme cela se fait dans certains travaux sur les moteurs à aimants permanents symétriques (PMSM) axés sur le NVH.
Les aimants du rotor apportent leur propre ensemble de caractéristiques de force. Les suspects habituels sont le couple de cogging, l'ondulation de couple et les composantes de force radiale d'ordre élevé provenant des effets de bord des aimants et des courants de Foucault. Le couple de cogging est souvent décrit comme le couple qui entraîne le rotor vers une réluctance magnétique minimale lorsque les aimants balayent les encoches du stator ; la même variation de réluctance produit des forces radiales variables dans le temps qui alimentent la chaîne NVH.
Les travaux récents sur le rainurage des aimants abordent cette question sous deux angles. Certains auteurs découpent des rainures auxiliaires directement dans la surface de l'aimant afin de moduler et d'affaiblir certaines composantes de force radiale d'ordre élevé sans sacrifier le couple moyen. D'autres introduisent des fentes dans le rotor ou des formes de rainures complexes (fentes de type C/T/V, décalage par paliers) qui augmentent la réluctance le long de certains chemins et modifient la distribution du flux.
Du point de vue des prévisions, il est intéressant de noter que les interventions magnétiques ciblent souvent des ordres qui n'auraient pas été fortement produits par le seul rainurage du stator. Les forces radiales d'ordre élevé peuvent encore contribuer au bruit en se couplant par des effets de modulation et en interagissant avec des modes structurels plus proches que prévu. Certaines études montrent explicitement que les forces électromagnétiques d'ordre élevé, une fois modulées par rainurage, peuvent générer des niveaux de vibration comparables à ceux des sources d'ordre faible.
Si votre modèle considère la géométrie des aimants du rotor comme un détail mineur et ajuste uniquement l'épaisseur des aimants permanents en fonction du couple et des pertes, vous risquez facilement de passer à côté de ces contributions. Votre prévision du bruit échoue alors à un point de charge-vitesse très spécifique et personne ne fait plus confiance au modèle, même s'il calcule toujours correctement le couple.
Plutôt que de penser « 36 encoches, 8 pôles, c'est bien » ou « 6 pôles, 36 encoches, ordre de surveillance 6 », il est utile de construire une carte mentale qui relie les encoches, les ordres des champs magnétiques et les modes structurels qui vous intéressent. Plusieurs études soulignent comment certaines paires d'encoches et de pôles créent naturellement des composantes de force dominantes à un petit nombre d'ordres spatiaux et de fréquences, qui sont ensuite vérifiées par rapport au tableau modal du stator.
Le tableau ci-dessous n'est pas un catalogue exhaustif. Il s'agit plutôt d'un moyen concis de concentrer votre attention sur les interactions qui importent réellement pour la prédiction VNVH, à l'aide d'exemples similaires à ceux présentés dans la littérature récente.
| Exemple de moteur (PMSM) | Paire fente/pôle | Ordres spatiaux de force radiale dominante observés ou signalés | Fréquences d'excitation typiques par rapport à la fondamentale électrique | Principales sources géométriques | Profil de risque VNVH |
|---|---|---|---|---|---|
| Moteur de traction, ~6 pôles, 36 fentes | 36 / 6 | Ordres spatiaux 0 et 6 forts dans la force radiale ; autres ordres plus faibles mais présents | Composantes de force proches des multiples des fréquences fondamentales et de passage de fente | Perméance des encoches du stator, interaction avec les PM et les MMF de l'induit | Les forces d'ordre inférieur s'alignent bien avec les modes de respiration et d'ovalisation du stator, ce qui donne des bandes de vitesse larges avec un bruit élevé si elles ne sont pas décalées. |
| IPMSM, 12 pôles, 36 emplacements | 36 / 12 | 0e, 6e, 12e ordres perceptibles ; bandes latérales d'ordre élevé provenant de la modulation par fente | Spectre riche autour de combinaisons entières de fréquences de pôles et de fentes | Enroulements concentrés, ouverture de fente prononcée, aimants intérieurs avec saillie | Sensible à des plages de vitesse spécifiques où les ordres 0 et 6 coïncident avec des modes radiaux faibles ; peut soudainement « s'allumer » sur des bandes de vitesse étroites. |
| Moteur PM à surface, 12 fentes / 14 pôles avec rainurage magnétique | 12 / 14 | Les composantes de force radiale d'ordre élevé sont réduites par les fentes magnétiques ; certaines sont redistribuées. | Fréquences modulées où les forces d'ordre élevé se replient en ordres apparents inférieurs | Configuration et profondeur des rainures magnétiques du rotor, ouverture des rainures au niveau du stator | Si l'optimisation se concentre uniquement sur la réduction d'ordre élevé, quelques ordres résiduels peuvent encore s'aligner sur les modes structurels, à moins d'être vérifiés par rapport aux données modales. |
| Moteur synchrone à aimants permanents à démarrage sur ligne haute tension avec combinaison de fentes sur mesure | Divers ensembles de pôles et de fentes | La répartition des ordres de force varie considérablement selon la combinaison ; certains évitent les ordres faibles. | Selon la combinaison, les forces dominantes changent d'ordre et de fréquence. | Effet combiné des fentes du stator et de la configuration du rotor | La conception peut éloigner l'excitation EM principale des résonances structurelles, mais uniquement si vous considérez les modes structurels comme une contrainte de conception de premier ordre. |
L'idée principale est simple : les diagrammes d'ordre sont plus utiles qu'un autre graphique statique du flux électromagnétique lorsque vous visez une prédiction VNVH. Une fois que vous disposez des ordres spatiaux et des fréquences, vous pouvez les projeter sur vos modes de stator et voir ce qui est réellement dangereux.
La plupart des études modernes utilisent désormais une chaîne multiphysique : analyse par éléments finis électromagnétique pour obtenir la force radiale sur les dents du stator ; analyse par éléments finis structurelle ou modèle de stator équivalent pour calculer les vibrations ; simulation acoustique ou mesure directe du niveau de pression acoustique pour la vérification finale.
La nuance qui est souvent omise dans les articles courts, mais qui est importante dans les projets réels, est le niveau de détail requis pour chaque étape par rapport aux autres.
Si votre modèle structurel de stator est rudimentaire, passer des jours à peaufiner les détails électromagnétiques haute fidélité n'est pas efficace. Les travaux sur des modèles de stators équivalents ont montré que l'obtention de propriétés modales correctes, y compris le mode de respiration d'ordre 0 difficile à cerner, est fondamentale pour une prédiction correcte du bruit. Certains auteurs proposent des modèles de piles laminées améliorés précisément pour cette raison, démontrant que des propriétés matérielles naïves peuvent éloigner sensiblement les fréquences naturelles des valeurs testées.
D'autre part, un excellent modèle structurel ne peut pas compenser un modèle de force EM médiocre qui a tout moyenné sur les fentes. Les études qui ont obtenu une correspondance étroite entre le bruit prévu et le bruit mesuré ont généralement déployé des efforts considérables pour saisir la distribution non uniforme de la force le long de la surface de la dent, souvent en cartographiant les forces nodales dans des modèles structurels plutôt qu'en appliquant des charges annulaires étalées.
Une règle pratique émerge donc, certes pas parfaite d'un point de vue mathématique, mais efficace : harmonisez le niveau de détail de l'EM, de la structure et de l'acoustique afin qu'aucun de ces éléments ne soit manifestement le maillon faible. Cela semble évident, mais examinez votre flux de travail actuel et vous constaterez probablement que ce n'est pas ce que vous faites.
Une fois que la chaîne de prédiction est raisonnablement fiable, vous pouvez traiter le rainurage du stator et la géométrie des aimants du rotor comme des variables de conception dans une boucle d'optimisation structurée plutôt que comme des astuces ponctuelles.
Des travaux récents ont combiné des expériences orthogonales, une régression non paramétrique et une modélisation de surface de réponse afin de relier des paramètres de conception tels que les dimensions des fentes, la disposition des aimants et la configuration des enroulements aux harmoniques de force radiale et aux mesures NVH. Ce type de modèle de substitution vous permet d'analyser rapidement de nombreuses configurations avant de valider un petit ensemble à l'aide d'une simulation et d'un test multiphysiques complets.
Les études sur la géométrie des fentes du rotor classent parfois les familles en formes « de base », « C », « T » et « V », en comparant le champ magnétique, l'ondulation du couple et le bruit électromagnétique afin d'identifier le meilleur compromis. Ces travaux montrent souvent qu'il est possible de réduire considérablement la force radiale et le bruit associé tout en conservant un couple et un rendement pratiquement inchangés, à condition que les contrôles de résistance mécanique soient satisfaisants.
Du côté des aimants, les conceptions avec fentes auxiliaires sont réglées pour aplatir les composantes de force d'ordre élevé responsables du sifflement à bande étroite. Des simulations étayées par des tests ont confirmé que des modifications ciblées de la profondeur et du pas des fentes des aimants peuvent réduire considérablement le bruit sans sacrifier le couple de sortie, à condition que les pertes et les limites thermiques soient respectées.
Le point important est que ces interventions doivent être évaluées dans le contexte global du VNVH. Une configuration d'aimants qui semble idéale d'après un graphique harmonique des forces radiales peut interagir négativement avec un boîtier ou des conditions de montage réels qui modifient les modes du stator juste assez pour s'aligner avec un ordre auparavant inoffensif.
En résumé, un flux de prédiction VNVH pratique axé sur les forces des aimants du rotor et les encoches du stator ressemble généralement à ceci, même si tout le monde ne l'admet pas dans les articles scientifiques.
Vous commencez par une disposition des pôles et des aimants qui répond aux contraintes de couple, d'efficacité et de fabrication de base. Vous calculez ensuite la densité de flux dans l'entrefer et la force radiale à l'aide d'un modèle qui inclut explicitement les encoches du stator et représente fidèlement la géométrie des aimants afin de capturer les pics locaux et les effets de modulation. Vous mappez ces forces dans un modèle structurel qui a été vérifié à l'aide d'au moins quelques essais modaux, en particulier pour les ordres circonférentiels inférieurs et le mode de respiration. Enfin, vous comparez les vibrations ou le niveau de pression acoustique (SPL) prévus aux points de fonctionnement clés avec les données d'essai et ajustez les modèles et les conceptions.
Au fil du temps, à mesure que davantage de projets passent par cette boucle, vous accumulez une bibliothèque de modèles locale : quelles combinaisons de fentes et de pôles ont tendance à générer quels ordres, comment le rainurage du rotor se comporte réellement dans votre flux de fabrication, quels schémas de serrage de la pile du stator font basculer les modes dans quelle direction. Cette expérience, plus que n'importe quelle équation sophistiquée, est ce qui rend votre prédiction VNVH crédible.
Les résultats de la recherche ont déjà clairement démontré une chose : les bruits et vibrations électromagnétiques dans les machines à aimants permanents sont principalement dus à l'interaction spatio-temporelle entre les forces des encoches du stator et celles des aimants du rotor, et non pas seulement à leur existence séparée.
Une fois que vos modèles respectent cette interaction, même approximativement, les décisions de conception concernant les fentes et les aimants cessent d'être des conjectures et deviennent des mouvements contrôlés sur un plateau que vous pouvez réellement voir.
Pour accélérer votre projet, vous pouvez étiqueter les piles de laminage avec des détails tels que tolérance, matériel, finition de la surface, la nécessité ou non d'une isolation oxydée, quantitéet bien d'autres choses encore.
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