鋒速達通風降溫系統
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平面式負壓風機_離心風機變型設計電壓調節器的功用 單雙盤轉子穩
離心通風機變型設計
現有風機中有很多性能優良，但由于用戶要求的多樣性，已有產品中往往選不到合適的風機和�；O計對象。重新設計新產品則需要氣動計算、模型試驗、工藝設計，模具制造等一系列復雜過程，成本高、周期長。這時可采用變型設計，即僅改變原有風機個別幾何參數來滿足設計要求。變型設計有試驗數據和實際產品為依據，設計計算可靠，不必進行模型試驗；還可利用現有圖紙資料、模具工裝，降低了成本，縮短了設計制造周期。
變型設計原理
當選型設計和�；O計都不能滿足設計要求時，選用比轉速相差不多，性能較好的離心風機進行變型設計。在變型量控制在一定范圍內時，可以認為變型設計點的效率近似不變。變型設計方法主要有：①變葉輪寬度；②變葉片數；③變葉輪外徑及出口安裝角或葉片型線；④變葉片進口安裝角。
一、變葉輪寬度
變葉輪寬度的變型設計方法，適用于風機滿足用戶提出的壓力要求，而不滿足流量要求。按設計要求的技術能數，計算出比轉速后，選擇與計算比轉速接近，效率較高的風機，從其無因次性能曲線上找出變型工況點得到流量系數，按設計全壓要求求得所需風機葉輪直徑。依此為依據得到變型設計的模型風機。
作兩點假設：①不考慮由于寬度變形而引起的軸向渦流變化；②不考慮由于寬度變化引起的附面層變化。
在此基礎上，按下面兩種情況進行變寬度計算：①滿足進口速度三角形相似；②滿足出口速度三角形相似。
寬度改變以后，全壓可能會有所變化，因此要計算全壓是否在設計壓力允許波動范圍。
二、變葉片數
變葉片數方法適用于風量滿足用戶要求，而風壓不滿足要求的情況，按滿足風量要求，求得所需模型風機，并得到對應各幾何參數（按比例常數求得）。變葉片數后，主要考慮滑移系數Ｋ發生變化，滑移系數Ｋ可按模型風機的實驗結果和滑移系數的計算公式進行修正計算。
三、變葉輪出口參數或葉片型線
這一方法適用于模型風機滿足全壓或流量其中一個要求，而另一要求與模型風機參數相差不多的情況。通過改變葉輪出口幾何參數或葉片型線來滿足設計要求。有三種情況：①變葉輪外徑葉片出口安裝角β，不變葉片型線；②變葉輪外徑，葉片型線，不變葉片出口安裝角β；③變葉片出口安裝角β，葉片型線，不變葉輪外徑。
１、 先滿足流量或全壓要求得出�；L機；
２、 滑移系數的修正計算仍使用變葉片數時的計算方法；
３、 對計算結果進行驗算。
四、變葉片進口參數
葉片進口參數同時影響著通風機的流量與全壓，因此，不能先滿足其中一個要求，經修正后滿足另一要求，也就是說，不能先確定模型風機，只能是同時確定模型風機及變形后的葉片進口參數。
由于交流發電機的轉子是由發動機驅動的，因此交流發電機轉子的轉速變化范圍非常大，這樣將引起發電機的輸出電壓發生較大變化，無法滿足汽車用電設備的工作要求。為了滿足用電設備恒定電壓的要求，交流發電機必須配用電壓調節器。
電壓調節器功用：使交流發電機輸出電壓在發動機所有工況下基本保持恒定。
本文鏈接: 電壓調節器的功用
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轉子穩態響應是在頻率不變的不平衡激振力下產生的，而瞬態響應的激振力頻率是時刻變化的。激振力的不同使得轉子穩態和瞬態響應有很大的差別。因為轉子系統存在阻尼，阻尼的滯后作用使得振幅響應滯后于不平衡激振力，激振力頻率變化得越快，響應滯后得就越多[1]。
針對穩態響應和瞬態響應發展了兩種平衡轉子的方法——穩態平衡法和瞬態動平衡法。穩態平衡法比較簡單可行，但對柔性轉子平衡轉速在臨界轉速附近，平衡時危險性很大；而瞬態動平衡則可以很大的加速度迅速跨過臨界轉速，使振幅大幅度下降，減小平衡的危險性，但瞬態動平衡比穩態平衡難度大[2]。國外 Gregory L.Reed 曾做過加速度大小對轉子啟動過程振幅的影響分析[3]，為了進一步了解穩態響應和瞬態響應振幅及臨界轉速的差別，進而確定轉子動平衡的平衡方法，分析加速度對轉子瞬態響應的影響規律。
1 Jeffcott轉子穩態和瞬態響應對比分析 轉子的物理模型見圖1，具體尺寸參數：軸的直徑d=1.7cm，跨距52cm，盤的直徑D=12cm，厚5cm，質量m=4.7kg，不平衡量me=1.41×10-5kg·m，轉子系統在盤A-A截面處的剛度系數為3.3×105N/m，阻尼Ce=20N·s/m。
通過matlab中的simulink動態仿真模塊對上式方程組進行數值求解，得到不同加速度下轉子系統的振幅響應[5]。令自轉角加速度й=0 ，則可得到轉子系統在某一轉速下的穩態響應。因此先令初始自轉角加速度й=35rad/s2，計算得出轉子系統的瞬態響應，然后再令й=0 ，取不同的自轉角速度й，得出不同自轉角速度下的轉子系統的穩態響應，將這些數據在同一個圖上表示出來，即能反映出 Jeffcott 轉子穩態響應和瞬態響應的差別。
Jeffcott 轉子穩態響應和瞬態響應的對比分析見圖2。分析圖2得出：隨著加速度a的增大，轉子的振幅下降，臨界轉速增加；轉子系統的穩態響應振幅在臨界轉速附近要明顯高于瞬態響應，但在轉速低于轉子系統臨界轉速的80%區域內，穩態響應和瞬態響應是相同的，此時可采取穩態平衡法，相反在高于臨界轉速80%的區域則應采用瞬態動平衡法；轉子在以角加速度為35rad/s2的加速過程中，最大振幅為1.165×10-4m ，對應轉速為 2631r/min，而穩態響應最大振幅為1.8684×10-4m ，對應轉速為2531r/min。計算后知穩態響應的峰值高出了瞬態響應的60%，瞬態響應出現峰值的轉速比穩態響應滯后了100r/min。因此對于一個不平衡的轉子系統長期運行于臨界轉速附近是非常危險的。對于需要工作在高于臨界轉速的轉子系統，必須以很大的加速度迅速跨過臨界轉速區域，以防轉子系統在臨界轉速附近因振幅過大而直接損壞，造成不必要的損失。
2 單盤懸臂轉子穩態和瞬態響應對比分析
轉子的物理模型見圖3，L1=0.24m,L2=0.96m,L3=0.05m；k1、k2分別為兩支撐的剛度，k1=1×106N/m，k2=1×108N/m；輪盤質量m=20kg，直徑D=0.5m, 偏心矩e=9.6×10-4m ，盤的自轉角加速度a=50rad/s2；軸的直徑d=3cm。為便于用傳遞矩陣對其進行研究，在軸上做出了6個截面。
利用傳遞矩陣法推導出單盤懸臂轉子的運動微分方程為
如同Jeffcott轉子一樣，設定角加速度a＝0rad/s2，取不同自轉角速度30rad/s、50rad/s、70rad/s、100rad/s、120rad/s等值，通過求解上式方程組得出不同轉速下懸臂轉子系統的穩態響應；再取a＝50rad/s2，得出轉子系統的瞬態響應。然后在一張圖上畫出穩態和瞬態的計算結果，見圖4。
分析圖4看出：隨著加速度的增大，轉子振幅減小，臨界轉速增加；單盤懸臂轉子的穩態響應峰值在臨界轉速附近要明顯高于瞬態響應；出現峰值時的轉速，瞬態要滯后于穩態，且加速度越大，滯后的越多；當轉速低于轉子系統臨界轉速的70%時，穩態響應和瞬態響應是相同的。從圖中還可以看出，轉子在以角加速度為50rad/s2的加速過程中，振幅最大峰值為1.85×10-4m，對應的轉速為1425r/min，而穩態響應的峰值為3.2514×10-4m ，對應的轉速為1299r/min，計算后知穩態響應的峰值要高出瞬態響應的75.7%，瞬態響應出現峰值的轉速滯后穩態響應126r/min。
3 雙盤轉子穩態和瞬態響應對比分析雙盤轉子的物理模型見圖5，兩盤的質量分別為m1=5kg，m2=10kg，兩盤的直徑分別為D1=0.2m，D2=0.4m，兩盤的偏心距分別為e1=e2=2×10-5m，兩盤處的阻尼分別為Ce1=100N·s/m、Ce2=100N.s/m，彈性支承的剛度分別為k1=k2=5.63×105N/m；各軸段的長度分別為L1=0.2m，L2=0.5m，L3=0.7m，L4=0.1m；各軸段的直徑為D＝0.03m；加速度為30rad/s2。
利用傳遞矩陣法得到上面雙盤轉子系統的運動微分方程為
上式中的各系數如下(A為1～4截面的傳遞矩陣，C為5～8截面的傳遞矩陣，B=CA)：
雙盤轉子系統的運動微分方程明顯要比單盤轉子系統復雜得多，從4個方程變成了8個。利用matlab中的simulink動態仿真模塊對該方程組進行求解，令角加速度й＝0，取自轉角速度分別為20rad/s、60rad/s、110rad/s、140rad/s、160rad/s等值，得出雙盤轉子系統的穩態響應。然后再令й＝100rad/s2，求出轉子系統的加速瞬態響應，最后將穩態和瞬態響應的結果繪于同一張圖上，對它們進行比較，見圖6和圖7。
分析圖6和圖7知：雙盤轉子隨著加速度的增大，兩盤振幅減小，臨界轉速上升；由圖上標出的數值看出，在一階臨界轉速，1盤穩態響應的峰值高出瞬態響應的21％，2盤穩態響應的峰值高出瞬態響應的27％。1盤瞬態響應峰值出現的轉速要滯后穩態響應161rad/s，2盤瞬態響應峰值出現的轉速要滯后穩態響應151rad/s；在二階臨界轉速，1盤穩態響應的峰值高出瞬態響應的11.2％，2盤穩態響應的峰值高出瞬態響應的7％，1盤瞬態響應峰值出現的轉速要滯后穩態響應127rad/s，2盤瞬態響應峰值出現的轉速要滯后穩態響應134rad/s。
4 結論通過上面對單雙盤轉子系統的各種模型的大量數值仿真得出：隨著轉子加速度的增大，轉子振幅下降，臨界轉速上升；穩態響應峰值要大于瞬態響應；瞬態響應出現峰值的轉速要滯后于穩態響應。
上述得出的結論與理論相符。因為當轉子越過臨界轉速時，撓度要明顯加大，輪盤質心的切線速度就會相應得到提高，致使轉子的動能提高很多。這部分動能的增量是由外力矩做功獲得的。因為旋轉的輪盤在撓度增加時，要受到哥氏慣性力的作用，由其形成的阻力矩需由外力矩來克服，所以，外力矩消耗的功是用于轉變成撓度增加所需要的動能。可見系統能量的增加是一種能量的積累過程，轉子增速的快慢，將直接影響能量積累的時間，從而影響撓度的增加以及對應于撓度峰值的轉速。如果提高轉子增速的速率，使越過臨界狀態的時間相應縮短，那么，臨界轉速的撓度就會變小，其峰值也會滯后出現。而穩態響應則相當于加速無窮緩慢，使能量積累時間無限長，因而能量積聚的越多，振幅越大。
參 考 文 獻［１］ 顧家柳，等.轉子動力學[M].國防工業出版社，1985.12.
［２］ 鐘一愕,何衍宗,王正,等.轉子動力學[M].北京:清華大學出版社，1987.11.
［３］ Gregory L.Reed Theoretical And Experimental Investigation Of The Response Of A Rotor Accelerating Through Critical Speed NAVAL POSTGRADUATE SCHOOL 1995.
［４］ 和興鎖.理論力學[M]. 科學出版社 ,2005.6.
［５］ 陳桂明，張明照，戚紅雨，等.應用Matlab建模與仿真[M]. 科學出版社，2001.
日前在京與全球著名半導體供應商英飛凌簽署核心技術變流器模塊技術引進協議，該協議沒有授權期限及生產配額的限制。業內分析人士認為，此舉釋放出金風科技在未來企業發展中的三大信號。
首先，變流器模塊技術是影響直驅永磁風電機組低電壓穿越和成本效益的核心系統，被認為是實現“電網友好型”風電的關鍵技術。金風科技董事長武鋼說，近年來，電網對風電的發展提出更高的要求，金風科技引起核心技術旨在致力于“電網友好型”風電的發展方向。
其次，金風科技從2007年開始在英飛凌支持下自主研制變流器，此次簽署技術協議后，金風科技從英飛凌獲得“兆瓦級風力發電機組變流器模塊”的國內生產權，其生產模塊將應用到1 .5 MW和2.5MW風電機組中，并逐漸向3.0MW直驅機組擴展。這表明，隨著國內風電機組大功率化趨勢的加劇，金風科技開始加強對大功率直驅風機核心技術的掌控能力。
其三，據介紹，全功率變流器在風電機組核心技術部件總成本中占15%。金風科技引進英飛凌變流器模塊技術并批量自產后，無疑將降低企業成本，提高市場競爭力。武鋼表示，“這項技術引進及自產在帶來顯著成本效益的同時，還將有效確保變流器核心模塊的即時供應，增強企業服務客戶的能力。更重要的是，我們還能從中學習到以英飛凌為代表的先進德國生產工藝和質量控制經驗，對提高公司整體生產管控水平大有裨益。”
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