转子控制（精选12篇）
转子控制 篇1
摘要：针对目前燃气轮机的研究使用现状, 应用模糊控制为发电厂燃气轮机转子设计了控制器。在设计阶段, 通过使用燃料流量来确定线性模型, 根据所确定的模型来控制燃气轮机的转子速度。在模拟阶段, 考虑了限制系统的燃料流量, 同时假设需求功率的扰动 (干扰) 输入和进口导流叶片 (IGV) 的位置是固定的。最后, 在相同的条件下对所提出的控制器的性能与H∞鲁棒控制器以及预测控制器 (MPC) 的性能进行比较。仿真结果表明, 所提出的模糊控制器相比于其他提到的控制器有更好的性能。
关键词：模糊控制,燃气轮机,转子转速
0 引言
当今, 由于燃气涡轮机具有运行和加载速度快、燃料使用多样性、在发电厂易于安装等特点, 已越来越多地被关注和使用。纵观燃气涡轮发展史, 1983年罗文 (Rowen) 首次提出了燃气轮机的简化数学模型, 然后在此模型的基础上增加了可变进气导向叶片 (VIGV) 使其能在电厂使用。另外还有一些具有代表性的模型, 像Al_hamdan设计的热力学模型以及上面提到的在罗文模型的基础上设计的ARX模型, 他们都在燃气轮机的联合循环发电机组中。
为了设计燃气轮机控制器, 研究人员对各种控制方法进行了调查研究。比如采用遗传算法设计的PID控制器、神经网络控制器以及模糊控制器, 都是用来控制燃气涡轮机的转速。在本文中, 提出了一种基于模糊逻辑的控制器来控制燃气涡轮机的转子速度。本文的其余部分安排如下:第1节, 描述使用燃气涡轮机的模型;第2节, 在马丹尼 (Mamdani) 方法的基础上提出设计模糊控制器的方法;第3节, 对本文提出的方法给出仿真结果;第4节, 得出结论。
1 燃气涡轮机模型
在前文提到的几种最具代表性的控制器已经在一些发电厂的燃气轮机中得到广泛的使用, 其系统框图见图1。
从电厂燃气涡轮机收集到的数据得出所选择的模式识别传递函数如下所示。
在上述式子中, N为转子转速, F为燃料流, P为产生电力, TX为排放气体温度, Tamb为环境温度, IGV为进口导流叶片。
2 模糊控制的提出
由燃气轮机的数学模型可知, 涡轮机转速的变化会引起频率偏差。为了解决这个问题, 需要设计一个控制器, 使其可以将燃气涡轮机的速度控制在适当的范围, 即:
另外致动器的饱和区中的燃料流的限制范围如下:
用于控制燃气涡轮机的速度的模糊逻辑控制器有两个输入端和一个输出端, 两个输入分别是转子速度误差e的和误差的变化率e, 输出为燃料流的变化 (F) 。每一种变化有5个语言变量, 其贝尔隶属度函数 (MF) 如下。
其中 (a, b, c) 是恒定的参数, x指向语言变量。各语言变量如图2所示。整个规则定义见表1, NB (负方向大的偏差) , NS (负方向小的偏差) , Z (零) , PS (正方向小的偏差) 和PB (正方向大的偏差) 。这些规则形式如下:
根据马丹尼的模糊推理系统, 最大值和最小值分别用T_norm和T_conorm算子来表示。推理机制的输出是一个模糊值, 采用去模糊化区域的方法转化为清晰值的方式如下:
其中, (F) 是聚合输出MF, Fcrisp是最后的控制器输出。FLC的结构如图3所示。
3 仿真与结果
本文所提出的模糊控制器通过MATLAB软件的Simulink工具箱仿真[14]。假定该系统的工作条件如下。经过150秒, 需求动力Pd由0.6个单位上升到0.9个单位, 而经过225秒后, 又从0.9单位降到0.5单位。TAMB=30和IGV开度百分比 (开口率) 假设是固定的。同时, 燃料输入约束在0.1935≤F≤1范围内。随着涡轮速度的变化, 燃料流量和所产生的电力分别示于图4-6。由图可知, 最大超调量大约是每单位0.01个, 这意味着转子速度超过了所期望的范围。然而, 它优于MPC控制器 (每单位约0.02) 。当PD从每单位0.9变化到每单位0.5时, 这个值也比鲁棒控制器小。燃气涡轮转速的稳定时间大约是50秒, 当需求功率从0.6每单位变化到0.9每单位期间, MPC和鲁棒控制器的稳定时间 (约30秒和20秒) 会比提出的模糊控制器更好。
4 结语
本文设计了一个模糊控制器, 用于确定电厂燃气轮机的模型。FLC是在马丹尼 (Mamdani) 算法的基础上设计的, 其目的是用来控制燃气涡轮机的速度。转速误差及其变化率为FLC的两个输入, 燃气流变化率假定为控制器的输出。结果表明 (FLC) 的超调量小于MPC和H∞鲁棒控制器。由实验结果分析知, 模糊控制器具有更好的速度控制能力。
参考文献
[1]冯利, 马金平, 李炳涛.某型燃气轮机转子振动特性分析[J].机电工程技术, 2012
[2]白中祥.小型燃气轮机转子动力特性研究[D].上海:上海交通大学, 2012
[3]孙建华, 汪伟, 余海燕.基于模糊-PID的汽轮机转速控制系统[J].自动化技术用, 2008, 27 (1) :27-33
[4]E.najimi, and M.H.Ramezani, “Robust control of speed and temperature in a power plant gas turbine, "Elsevier, ISA Trans., vol.51, no.2, March 2012
[5]邓玮, 张化光.基于燃气轮机转速直接型自适应模糊控制器的设计[J].系统仿真学报, 2007
[6]J.S.R.Jang, C, T.Sun, and E.Mizutani, Neuro-Fuzzy and Soft Computing, Prentice-Hall, 1997
[7]李国勇.智能控制及其MATLAB实现[M].北京:电子工业出版社, 2005:194-256
转子控制 篇2
微型涡喷发动机转子系统设计
以某微型涡喷发动机为研究对象,研究并实践了微型涡喷发动机转子系统设计过程与方法.首先,介绍了发动机及转子系统结构,综述了转子系统设计原则.并从轴承选用、转子动力学特性、振动控制技术、转子动平衡和轴承失效形式等方面重点分析了转子系统的设计过程.课题研究内容为进一步提高国内微型涡喷发动机设计水平提供经验依据.
作 者：陈巍 杜发荣 丁水汀 李云清 CHEN Wei DU Fa-rong DING Shui-ting LI Yun-qing 作者单位：北京航空航天大学,交通科学与工程学院,北京,100191刊 名：航空动力学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF AEROSPACE POWER年，卷(期)：24(5)分类号：V263.4关键词：设计 微型涡轮喷气发动机 转子 轴承 振动
汽车转子发动机 篇3
您好!
我是一名汽车爱好者，我想通过贵刊请教以下2个问题，希望您能在百忙之中给予解答。
1.转子发动机的结构和工作原理是什么?我没见过转子发动机，它一般在什么汽车上使用?
2.为何不同发动机要求使用不同标号的汽油?如果未按要求使用会有什么后果?
最后祝《大众汽车》越办越好!
(云南·宋耀武)
宋耀武车迷：
您好!
转子发动机是三角活塞旋转式发动机的简称。在车用发动机的发展史中，虽然先后出现过各式各样的旋转式发动机方案，但最终都因气密性差而宣告失败。1954年德国NSU公司的工程师F·汪克尔在总结前人研究成果的基础上，提出了一个简单可行的转子发动机方案，并于1958年成功地制成了第一台转子发动机，所以该种发动机又叫汪克尔转子发动机。1964年，转子发动机正式开始在轿车上使用。
图1为双缸水冷汽油转子发动机的结构示意图。发动机气缸体的内壁表面是由双弧长短幅圆外旋轮线构成的特殊型面。气缸体的2个端面由端盖和中间隔板封闭，其中端盖和中间隔板是固定不动的。气缸内装有弧边三角形转子。在转子的一个端面上固定着与转子同心的内齿圈，而与内齿圈相啮合的外齿轮则固定在端盖上。发动机的主轴是一个偏心轴，它的主轴颈支承在与外齿轮同心的主轴承上，而偏心轴颈则套在与内齿圈同心的转子轴承内。当发动机运转时，转子上的内齿圈围绕固定的外齿轮啮合旋转作行星运动，即转子不仅绕固定的外齿轮中心(主轴承中心)公转，同时又绕其自身的回转中心(偏心轴颈中心)自转。由于内、外齿轮的齿数之比为3∶2，因此，转子自转速度与公转速度之比为1∶3，即主轴的转速为转子的自转转速的3倍。
三角转子的3个角顶与气缸型面紧密接触。3个弧面则与气缸型面构成3个工作腔。气缸体的一侧装火花塞，另一侧设置进、排气孔。发动机工作时，压缩气体膨胀做功将混合气体的爆发压力通过转子传给偏心轴颈并推动主轴旋转。转子转动时工作腔的容积变化(如图2中的AB)，其变化规律恰好符合四冲程内燃机对气缸容积变化的要求。转子每转一周，主轴就转三周，相应三角转子与气缸型面之间形成的3个工作腔各完成一个四行程工作循环，但是每一个行程对应的主轴转角不是往复活塞式发动机的180°而是270°
图2转子发动机四行程工作原理图
转子发动机与往复活塞式发动机相比，在油耗和污染方面改进并不显著，所需燃料来源一样，因而不可能在燃料消耗方面有很大的突破。因此转子发动机在近几年不会成为有影响的车辆用动力。转子发动机仅因为成本低而较受欢迎，但目前还存在如低速动力性和燃油经济性较差、起动性有待进一步改善等缺点，故不宜装在车辆上，预计近期将不会有大的发展。
马自达是目前世界各大公司中唯一还继续生产装转子发动机轿车的公司，这可以算作是马自达公司的一个特点。1961年马自达与德国NSU公司签订合约。1963年马自达转子发动机的样机开始装车试验，并在东京展出，同年4月成立了转子发动机开发部。1967年5月马自达装转子发动机的110S Coupe跑车上市，1969年推出装转子发动机的R100型轿车，1970年推出RX－2型车，在日本运动车大赛中获得1、2、3名。1978年推出装转子发动机的RX－7运动轿车，并获当年日本最好汽车奖。1982年马自达推出了增压转子发动机。目前马自达生产转子发动机的轿车也太多，最有代表性的是RX－7运动轿车，排量为1.308升(W2)，最大功率176kW(6500r/min)，最高车速250km/h，参考售价为86850马克。
柔性转子振动主动控制研究现状 篇4
关键词：柔性转子,振动主动控制,转子动力学,作动器,控制器
0引言
转子是各种泵、航空发动机、旋转电动机、燃气轮机及压缩机等旋转机械的核心部件。众所周知,由于转子自重产生的轴挠度及难以避免的转子质量偏心,导致转子旋转过程中产生与转速同频的离心力,从而激发转子的不平衡振动,导致旋转机械动态性能和安全运行性能恶化。采用不平衡补偿技术使转子绕其几何中心回转以抑制不平衡振动是转子动力学的重要课题。工程上,一般将工作转速(远)低于转子一阶弯曲临界转速的转子称为刚性转子,而将工作转速超过(或接近)转子一阶弯曲临界转速的转子称为柔性转子。随着航空、电力、石化等工业的飞速发展,各种旋转机械向高速、高功重比方向发展[1],其中,为了限制转子重量和线速度、减小离心力,高速转子一般采用细长型的“柔性转子”,工作转速往往高于其一阶、二阶(甚至二阶以上)临界转速,在启动、加速、减速、停车过程中,柔性转子通过临界转速时将引发剧烈的共振,抑制高速柔性转子通过临界转速的振动控制研究成为高速旋转机械发展的关键技术之一。
转子系统的共振振幅与其阻尼成反比,与其不平衡量、临界转速成正比,目前,转子系统振动的被动控制主要有两种方法[2]:1) 采用笼条式、钢环式弹性支承结构以降低支承刚度,进而降低转子系统的临界转速;2) 采用挤压油膜阻尼器(SFD)增大支承阻尼。但高速柔性转子系统在过临界转速时,往往有多阶振动模态被激起[3,4],仅靠一个振动被动控制装置无法通过选择刚度、阻尼参数有效抑制所有被激发的振动模态。
振动主动控制能克服振动被动控制的局限,较灵活地适应外界干扰和系统不确定性,具有在线性、快速性、效果好、稳定性、智能性等特点,已成为国际振动工程界的研究热点[5,6,7]。振动主动控制包括开环和闭环两类控制,其中,闭环控制应用广泛。振动主动控制闭环控制利用加速度、位移、速度等传感器[8]检测被控对象的振动信息传至控制器,控制器实现所需的控制律,其输出为作动器(执行器)的指令,作动器输出主动控制力作用于被控对象以抑制其振动。振动主动控制在机械工程领域中开展较早的正是转子振动控制[9,10,11],其主动控制力的作用为[11]:引入足够的模态阻尼,抑制各种干扰激发的振动,防止转子系统失稳;改变临界转速,使之远离工作转速;补偿不平衡力。目前,抑制柔性转子通过临界转速的非线性振动主动控制研究已成为转子动力学的研究热点之一[4]。
本文在回顾柔性转子系统动力学研究的基础上,综述了柔性转子主动振动闭环控制系统中作动器、控制器控制律设计研究的现状与进展,对柔性转子主动振动控制技术的发展趋势进行了展望。
1柔性转子系统动力学研究
分析计算转子弯曲临界转速、不平衡响应和稳定性是转子动力学研究的基本问题,所采用的计算方法主要有传递矩阵法和有限元法两大类。
传统的Prohl传递矩阵法用于转子临界转速计算具有易编程、运算速度快、占用内存小等优点,但运算精度随试算频率提高而降低。1978年出现的Riccati传递矩阵法在保留传统传递矩阵法优点的同时,提高了计算精度和数值稳定性[1]。基于有限元法可建立起符合实际转子结构和运行状态的力学模型,获得高精度的数值计算结果。有限元分析软件ANSYS中的通用结构力学分析模块既可将转子系统简化为梁结构,也可直接利用三维实体单元建模进行转子动力学有限元计算[15,16]。文献[15]进行了计算陀螺力矩效应及支撑刚度、阻尼影响的柔性转子临界转速有限元计算研究,并与改进的传递矩阵法进行了比较。文献[17]计算了磁力轴承的线性支撑刚度,基于有限元理论建立了计算磁力轴承刚度影响的高速电机磁力轴承-转子系统动力学方程,并计算了转子的1-3阶临界转速。
转子平衡是转子平稳运行的关键。刚性转子的动平衡可采用通用动平衡机在低于一阶临界转速的低速下进行;为了改善柔性转子在临界转速附近的振动,使其能够平稳越过临界转速,柔性转子动平衡需在临界转速附近进行,其平衡方法主要有模态平衡法(即振型平衡法)、影响系数法[14,15],其中,影响系数法是目前主要的平衡方法。高转速下柔性转子的动力特性必与轴承、轴承座、旋转机械的基础的动力特性耦合,建立正确的转子-轴承-基础整体非线性力学模型是计算转子不平衡响应的前提。早期研究中,对实际转子系统作了许多简化,没有考虑各种因素的综合影响,如Jeffcott转子模型,所得分析结果不能充分反映实际柔性转子系统复杂的动力学性质。文献[18]给出了综合考虑转轴质量、扭转变形及刚性圆盘宽度影响的柔性转子系统动力学模型,应用多柔体系统动力学理论和有限元方法推导了柔性转子系统在不平衡质量影响下的动力学控制方程。文献[19]建立了磁力轴承柔性有质转子系统综合考虑陀螺、阻尼、轴-径向动力耦合及机械-电磁-控制系统耦合等影响的动力学模型,应用坐标轮换-可行方向-拟牛顿法复合寻优方法对磁轴承柔性转子系统进行了系统响应最佳工作区寻优。文献[20]联合应用Solid Works,ANSYS,ADAMS建立了柔性磁悬浮转子模型,在此基础上,采用基于接口的方法在ADAMS与MATLAB环境下建立了磁悬浮柔性转子机电一体化联合仿真模型。流体动压滑动轴承转子系统振动的早期研究中,常基于轴颈中心在其平衡位置附近作小运动的假设,采用近似线性油膜力模型进行分析,但实际转子系统在经过临界转速时要处理的是大幅振动问题并不满足小运动的假设,有鉴于此,文献[21]建立了左、右对称布置的单盘柔性转子-轴承系统计算模型,研究了非线性油膜力和轴承外弹性阻尼对流体动压滑动轴承转子系统振动特性的影响。
高转速、高功重比、柔性转子是近代高速旋转机械的设计趋势,其在提高旋转机械性能的同时也引发了严重的失稳现象,转子系统稳定性分析是近代转子动力学的重要研究内容之一。引起转子失稳的主要因素有[1,14]:油膜力、密封力、内腔积液、转轴刚度不对称、干摩擦碰摩等,其根本原因是转子扰动运动时受到了导致转轴增幅涡动的切向力作用。油膜涡动、油膜振荡是滑动轴承-转子系统中常见的油膜失稳现象,对其研究已有80多年的历史,目前油膜失稳分析已由基于线性假设的特征值判据稳定性理论发展到基于非线性仿真方法的稳定性理论(如能量法、谱分析法等)。研究表明,当转速超过两倍的一阶临界转速且有足够的外部干扰时,非线性油膜力导致的油膜低频涡动将发展为油膜振荡[1,22],文献[22]建立了非线性油膜惯性力作用下的短轴承轴颈运动方程,以油膜力沿涡动轨迹做功大小作为轴承稳定性的判据,其为基于能量法定量判断轴承稳定性的方法。文献[23]根据稳定性界限状态下各轴承油膜力所作的功定义了轴承对轴系稳定性的贡献系数和敏感轴承,指出适当改变敏感轴承的结构、参数可显著提高轴系稳定裕度,并以国产200MW汽轮发电机组为例进行了数值计算。文献[24]计算了毛细管节流4腔轴承的线性化刚度系数和阻尼系数,得到了混合轴承的刚度和稳定性速度阈值,探讨了转子柔性对自激涡动的作用,提出了确定混合轴承对称支撑的单质量柔性转子稳定性速度阈值的方法。文献[25]建立了非线性转子-轴承系统动力学模型,利用Floquet理论结合打靶法分析了非线性转子-轴承系统周期运动的稳定性,并采用遗传算法以最大失稳转速为目标对轴承参数优化设计进行了研究。文献[12,13]对高速涡轮机中转子动力学失稳非线性分析的进展进行了综述。
电磁轴承是目前已投入实用的可实施主动控制的支承,电磁轴承支承的转子可在超临界、每分钟数10万转工况下运行。电磁轴承支承的柔性转子系统的动力学模型,可通过对转子离散化处理、并计入电磁轴承的转子动力学系数得到[1]。运动稳定性问题是高速磁悬浮机械的突出问题之一。文献[26]在建立刚性磁浮轴承转子系统模型的基础上,应用数值积分法和Poincare映射法研究了2自由度磁悬浮转子系统的稳定性。文献[27]对磁悬浮轴承转子进行离散化处理并在电磁力线性化假设下,建立了某磁悬浮转子系统无量纲方程,对其控制参数稳定区域进行了理论分析和实验研究。文献[28]提出了描述非线性电磁力动态特性的特征函数及扰动法和Routh-Hurwitz判据相结合分析电磁力控制柔性转子系统稳定性的方法,通过实验验证了该分析方法的正确性。
以往对大型复杂转子系统的动态特性分析多采用传递矩阵法及其改进方法(Riccati传递矩阵法、传递矩阵-阻抗耦合法、传递矩阵-分振型综合法、传递矩阵-直接积分法)[1]且多局限于线性转子动力学的范畴。然而,要解决高速大型复杂柔性转子系统的动力学问题,原有普通转速下的线性转子动力学理论已不能满足要求,应立足于非线性动力学理论。针对实际转子系统建立的非线性转子-轴承-基础动力学模型通常有较多自由度,采用解析方法[4]精确求解尚有困难,目前多采用数值积分方法求解[12,13,21,29]。为了提高数值求解效率,大型转子-轴承系统高维非线性动力学问题的降维求解方法研究[13,29]有待深入开展。文献[29]针对非线性自治系统降维,综合非线性Galerkin方法和后处理Galerkin方法的优点,提出了兼顾计算效率和精度的改进的非线性Galerkin方法,在此基础上进一步发展了非线性二阶振动方程的直接降维方法并提出了适用于实际转子-轴承系统降维的预估校正Galerkin方法,通过在某200MW汽轮机组低压转子-轴承系统中的应用验证了该方法的有效性。
2柔性转子主动振动控制中的作动器
作动器是实施转子主动振动控制的关键部件,其按确定的控制律对转子系统施加主动控制力以给系统引入附加的刚度和阻尼从而实现增大系统稳定区域、降低系统不平衡响应的目的,主要有电磁轴承、可控挤压油膜阻尼器、压电调节器、形状记忆合金调节器等。
2.1电磁轴承
电磁轴承是利用电磁力将转子无机械摩擦地悬浮于空间的一种新型非接触式支承装置。根据电磁力是否可控,电磁轴承分为主动磁轴承(AMB)和被动磁轴承(PMB)。PMB的磁力由永久磁铁提供,不可控;AMB的磁力由电磁铁提供,可控[32]。AMB的刚度、阻尼特性可调,在柔性转子振动主动控制中已得到应用[30,31,32,33]。AMB-转子系统由转子、位置传感器及信号调理单元、调节控制单元、执行单元(电磁铁、功率放大器)组成[1,32,33],位置传感器(多采用电涡流传感器)检测出转子的实际位置,其与给定(理想平衡位置)信号比较后得到误差信号,调节器根据误差信号按一定的控制算法产生矫正信号,矫正信号经功率放大器驱动电磁铁产生相应的磁吸力,使转子回复到理想平衡位置,实现转子无接触稳定悬浮。实际磁悬浮转子系统通常采用两个径向电磁轴承提供4个径向磁力以平衡转子重量,并采用一个轴向推力电磁轴承限制转子轴向位移,构成5自由度磁悬浮轴承-转子系统。文献[33]设计并开发了基于DSP的5自由度磁悬浮轴承-柔性转子系统实验装置,为研究磁悬浮轴承-柔性转子顺利通过弯曲模态的主动振动控制策略奠定了基础。
从1972年电磁轴承应用于卫星导向轮支撑起,经过近40年的发展,目前电磁轴承已被应用于卫星惯性飞轮、能量存储飞轮、高速磨床、高速铣床、高速电动机、离心机、透平压缩机、斯特林制冷机、航天器姿态控制装置等数百种高速旋转或往复运动机械中,已达到(0～8)×105r/min的技术指标[32]。AMB在体积、能耗、承载能力成本等方面有待进一步完善,由永久磁铁提供静态偏置磁场并采用电磁铁控制转子5个自由度平衡的被动与主动混合控制模式是电磁轴承的发展趋势,而基于参数估计法、状态估计法间接获取转子位置信息的无传感器电磁轴承研究也是近年来的研究热点之一[31]。
若电磁轴承仅作为提供电磁力刚度和电磁力阻尼的转子振动控制装置安装在转子某处,并不作为承受静载荷的支承件时,通常被称为电磁阻尼器(MD)[9],文献[34]设计了一种用于抑制磁悬浮柔性转子过临界转速点振幅的被动式电磁阻尼器,对其机理进行了理论分析和实验验证。
2.2可控挤压油膜阻尼器
挤压油膜阻尼器(SFD)轴承是20世纪60年代发展起来的技术,首先成功应用于航空发动机,现已推广应用到地面高速旋转机械,但SFD是一种被动式阻尼器,仅在一定的不平衡振动范围内才有良好减振效果,当转子不平衡振动超出一定范围,SFD油膜力的高度非线性会导致双稳态跳跃等许多有害的非线性响应[1,34]。为了改善传统SFD动力特性的不可控性,实现主动振动控制,已出现了多种性能可控的挤压油膜阻尼器(CSFD),如可变间隙SFD,电流变液SFD,磁流变液SFD等[1,2]。可变间隙SFD将传统SFD轴承与轴颈的圆柱面改成了锥面,其油膜间隙可通过液压伺服机构调整从而改变阻尼器的刚度、阻尼[35]。电流变液SFD在阻尼器间隙内充入电流变液,利用电流变液的力学性能与外加电场密切关联的特点,通过调节外电场强度以控制电流变液的粘度,由此改变阻尼器的刚度、阻尼,但电流变液SFD易产生高压电弧,难以工程应用[36]。磁流变液是另一种可控流体,其在磁场作用下能在瞬间(毫秒级)从流体转变为半固体,呈现可控的粘度,且这种变化可逆。磁流变液SFD正是利用磁流变液的这一性质,通过改变油膜工作区磁场强度控制阻尼器刚度、阻尼,可用于柔性转子主动振动控制以顺利通过多阶临界转速[36,37]。基于导体在磁场中运动产生电涡流的原理设计开发的电磁阻尼装置已有应用,文献[38]提出了一种利用电涡流效应改善传统SFD动力特性可控性的新型磁控SFD,并验证了其用于转子主动振动控制的有效性。
2.3形状记忆合金调节器(SMAA)
形状记忆合金(SMA)是一种通过热弹性马氏体相变将热能转换为机械能的功能材料,其记忆效应受外界约束后,加热恢复原形过程中受阻时,将产生恢复力,从而可用于主动控制的执行元件[39,40]。利用SMA元件进行转子主动振动控制是方兴未艾的研究方向,由于SMA丝的电阻率较大,目前多采用电流加热方式控制SMA的恢复力,实现对转子系统振动的主动控制。文献[39]采用SMA弹簧元件作为转子附加弹性支承,基于SMA近似的应力-应变-温度多项式建立了SMA弹簧的非线性恢复力模型,研究表明:当对SMA加热时,其恢复力将增大,在转子临界转速附近,增加SMA弹簧的恢复力,即可减小转子系统的振幅,文献[39]据此建立了对转子进行主动振动控制的SMA弹簧温度闭环控制系统并进行了仿真验证。文献[40]以通交流电加热的SMA丝作为作动器,设计了实现高速转子主动振动控制的智能变刚度支承系统并进行了实验验证。SMA丝的温度控制条件对其动力学特性影响较大,如何确定SMA丝加热电流的大小及其变化规律、提高控制的稳定性是有待深入研究的课题。
2.4压电调节器(PA)
当对压电材料(压电单晶体、压电陶瓷、压电聚合物等)施加电压时,其会产生机械应力或应变[41],利用压电材料的这种“逆压电效应”可制成动态响应快、线性度和重复性好的作动器对轴承施加控制力或改变轴承的结构参数以调节轴承的动力学性能,实现转子系统主动振动控制,但压电材料的变形和压电常数均较小,单位体积提供的控制力较小,且所需驱动电压高、存在滞后现象,因此,需要进一步研究压电材料性能改进、压电作动器形状及安装位置等问题[9,41]。
3柔性转子主动振动控制策略
柔性转子系统是强耦合、非线性、参数时变的多自由度系统,应用传统PID控制、状态反馈控制、极点配置控制等设计控制律难以实现闭环系统有效抑制不平衡振动、安全越过临界转速、提高稳定裕度且具有稳定鲁棒性、性能鲁棒性的主动振动控制目标[11,32],应在借鉴结构主动振动控制现有成果和技术[42,43]的基础上,深入研究鲁棒性、自适应性强的非线性控制策略以适应柔性转子主动振动控制的要求。
3.1模态控制
振动理论表明无限自由度系统在时间域内的振动一般可用其低阶自由度系统在模态空间中的振动近似描述,因此,无限自由度系统的振动控制可转化为在模态空间对少量振动模态进行控制,该方法称为模态控制法[5]。模态控制法的主流为独立模态空间控制(IMSC)[43],其可独立控制所需的控制模态。在柔性转子系统中,存在对其振动特性有显著影响的若干优势模态,只要对这些优势模态进行控制即可获得良好的主动振动控制效果,这本质上是一种降阶控制,可实现次优控制[9]。
3.2最优控制
最优控制是兼顾响应与控制要求使系统性能指标达到最优的反馈控制。在转子主动振动控制中,广泛采用转子系统稳态不平衡响应和控制输入加权的二次型作为目标函数进行最优状态反馈控制律设计[10,11,44]。但最优控制律的实现需要基于状态观测器,而观测器参数对较高阶系统的模型扰动很敏感,会导致系统失稳[32];另外,实际转子系统与所建模型之间存在一定误差,这些问题使得最优解计算及实现较困难[9]。
3.3鲁棒控制
鲁棒控制设计选择反馈控制律,使闭环系统稳定且其性能对于模型摄动和外界干扰具有一定的抵抗能力。实际的柔性转子系统是一个不确定系统,难以获得精确模型,且在运行中存在多方干扰,采用鲁棒控制是其主动振动控制策略研究的热点之一。目前,应用较多的是H∞控制和滑模变结构控制等鲁棒控制方法。
对线性不确定系统而言,H∞控制问题是保证闭环系统内部稳定且以外界扰动到系统输出之间传递函数矩阵的H∞范数为优化指标的控制问题。文献[45]分析了AMB转子系统模型因线性化近似及忽略漏磁、磁滞等引起的参数不确定和因径向自由度之间惯性耦合、陀螺耦合等引起的动态不确定,在此基础上,进行了基于H∞混合灵敏度方法的单自由度磁轴承鲁棒控制器设计和仿真验证。文献[46]指出轴向与径向间的位移耦合也应作为5自由度磁悬浮轴承-转子系统模型动态不确定性的因素之一,并针对磁力轴承-转子系统的动态不确定性,采用分散控制策略,分别对径向4个自由度和轴向自由度求解了基于混合灵敏度方法的H∞控制器,探讨了加权函数的选取,通过仿真和实验证明了理论分析和设计正确。文献[47]针对磁悬浮系统的参数不确定性,进行了基于线性矩阵不等式(LMI)方法的AMB系统H∞状态反馈控制律设计和仿真验证。文献[48]基于LMI方法设计了对转子振动进行主动控制的H2/H∞混合状态反馈控制律,并以4自由度的单盘悬臂转子模型为算例,基于MATLAB进行了仿真验证。文献[49]针对CSFD轴承-转子系统主动振动控制引入非线性H∞控制,仿真表明对于非线性转子系统振动主动控制,非线性H∞控制较线性H∞控制优越。
变结构控制是一种非线性控制方法,其实质是一种模型参考自适应控制,而且变结构控制系统中的滑动模态在一定条件下对系统模型摄动及外扰动具有不变性,因此,该方法在柔性转子主动振动控制领域具有应用前景。文献[50]建立了柔性转子-磁轴承系统有限元模型,设计了基于固定切换顺序的柔性转子变结构控制器,对其鲁棒性进行了仿真和实验验证。
3.4自适应控制
振动的自适应控制起源于20世纪80年代初,其主要应用于结构及参数具有严重不确定性的振动系统,目前,经实验验证的方法主要有简化自适应控制、基于超稳定性的自适应控制和基于自适应滤波的前馈控制等[5]。柔性转子系统存在参数不确定性、动态不确定性,引入自适应控制可克服传统控制方法的局限。
3.5智能控制
不依赖于(或不完全依赖于)被控对象数学模型的智能控制(模糊控制、神经网络控制等)在柔性转子主动振动控制系统中具有应用前景[51,52,53]。文献[52]建立了永磁偏置单自由度混合磁轴承吸力方程,采用神经网络逆方法实现磁轴承系统的精确线性化,对伪线性系统采用PID进行闭环综合,仿真和试验表明所设计的控制系统具有良好的动、静态性能。文献[53]针对AMB系统的非线性、参数不确定性,提出了基于BP神经网络的自适应PID控制器,该控制器由传统PID控制器和将误差的P,I,D信号非线性组合的BP神经网络控制器并联而成,某单自由度AMB转子起浮仿真结果验证了所提出的神经网络自适应PID控制有效。
3.6其他先进控制方法
文献[3]建立了5自由度磁悬浮轴承柔性转子系统的数学模型,分析了PID控制参数对转子稳态不平衡响应的影响,提出了基于转速的变参数控制方法,实现了基于DSP的5自由度磁悬浮轴承柔性转子系统的变参数PID控制并通过系统高速旋转试验验证了其有效性。
文献[54]将无源控制这一本质非线性控制方法引入磁悬浮非线性系统控制,建立了单自由度磁悬浮系统端口受控哈密顿(PCH)模型,并采用无源性方法设计了非线性控制律,仿真表明控制系统具有良好的动态性能和鲁棒性。
文献[55]将灰色关联控制理论引入转子振动主动控制;文献[56]基于灰色预测控制理论,以响应和控制力加权的二次型为目标函数设计了转子系统振动的灰色预测优化控制方案。这些工作拓展了灰色控制理论应用领域,且为转子主动振动控制策略研究提供了新思路。
4展望
1) 高转速、高功重比、柔性转子是近代高速旋转机械的设计趋势,高速柔性转子与轴承、轴承座、基础相耦合构成复杂柔性转子系统,柔性转子-轴承-基础整体非线性系统建模研究及大型复杂柔性转子系统高维非线性动力学问题的降维求解方法研究有待深入开展。
2) 对柔性转子不平衡振动进行主动控制是确保其临界、超临界安全、可靠运行的措施。将主动控制和被动控制相结合,实现柔性转子振动主、被动控制一体化是发展趋势。
3) AMB是已进入实用的可实施柔性转子主动控制的支承,但其体积、能耗、承载能力及成本等方面有待完善。由永磁铁提供静态偏置磁场并采用电磁铁控制自由度平衡的被动与主动混合控制模式是电磁轴承的发展方向,而深入开展基于转子位置间接检测技术的无传感器电磁轴承研究也具有重要的理论意义和实用价值。
4) SFD是在旋转机械中应用较广的被动式阻尼器,为了适应转子主动控制的需要,虽已出现了多种对传统SFD不可控性进行改善的CSFD,但现有CSFD存在结构较复杂、动力特性较难控制等局限,需进一步研究改进SFD不可控性的新结构、新方法。
非线性转子动力学研究综述 篇5
非线性转子动力学研究综述
综述了国内外非线性转子动力学的研究现状,讨论了非线性转子动力学研究中的7个主要问题,并引述了大量相应的国内外文献,包括:非线性转子动力学研究的一般方法;求解非线性转子动力学问题的数值积分方法;大型转子-轴承系统高维非线性动力学问题的降维求解;基于微分流形的`动力系统理论方法;转子非线性动力学行为的机理研究和实验研究;高速转子-轴承系统的非线性动力学设计,最后讨论了非线性转子动力学研究中存在的问题及展望.
作 者：黄文虎 武新华 焦映厚 夏松波 陈照波 Huang Wenhu Wu Xinhua Jiao Yinghou Xia Songbo Chen Zhaobo 作者单位：哈尔滨工业大学航天工程与力学系,哈尔滨,150001刊 名：振动工程学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF VIBRATION ENGINEERING年，卷(期)：13(4)分类号：O322 TH133关键词：非线性动力学 分岔 混沌 稳定性
电动机转子故障的分析 篇6
关键词 电动机 转子故障
中图分类号：G718.1 文献标识码：A 文章编号：1002-7661（2016）05-0003-02
我在学校工作的十几年中，很多厂矿送了些电动机到学校进行修理，曾多次出现过转子绕组断路的情况，按时间先后摘录几例：2000年一台给水泵电动机转子绕组开路，铜条刮伤定子端部线棒绝缘；2001年一台工业水泵电动机转子短路环开路；2005年一台供油泵电动机转子开路。从中可见，基本都是380V、200kW以上的低压电动机存在这种问题。因此，检修人员对此类问题必须重点关注，每次对电机大修时，均要对转子绕组作细微检查，做到预防为主。在实际工作中，我们怎样去发现问题以及采取何种对策去进行处理，是一个值得思考的问题，下面简要介绍一下转子故障的检查及相关处理方法。
一、转子故障的原因及检查方法
所有异步电动机转子绕组都是由鼠笼或绕线组成。鼠笼转子绕组又分为铜条焊接和铸铝两种。转子的故障大多发生在鼠笼转子的两端。对于绕线式转子的故障与定子绕组故障检查的方法差不多，比较容易判断和处理，在此不详细讨论。此处主要讨论鼠笼式电动机的检查方法。
1.铸铝转子的检查
电机运行时，根据其声音和电流表的指示可初步判断其情况。当判断为存在故障时，在电机停运后，拆开电机，抽出转子，此时主要检查有无断条、裂纹等缺陷。这是因为故障中断条所占比例较多，而且这种故障一般是浇铸工艺质量差或频繁起动受力过大所造成。对于这种情况用下面方法可查出：（1）定子通入三相低压电流法。将转子慢慢转动，当电流表指针实然下降时，即可判断该处为断条处。（2）转子导条通电流法。给转子加20～30V交流电，在转子上撒铁粉，不吸铁粉处即为断条点，表明此处无电流通过，产生不出电磁场。不过这种方法应尽量少用，因为铁粉难于彻底清干净，电机运行时极易引起接地短路或相间短路。（3）转子断条检查法。如图1所示，若鼠笼条是完好的，因为其等效电阻较小，故副边绕组的端电压值很小，而原边电流却比较大；若鼠笼条有断裂则其电阻相应变大，此时电压值变大，原边电流则相对较小。
2.铜条转子的结构和故障的原因
焊接鼠笼转子是采用成型裸铜导体，两端与铜端环焊接成绕组回路。笼条的截面多种多样，有圆形、矩形、楔形等各种规格。端环通常钻孔后与对应铜条相连接。有些电机没有钻孔，只是表面相连焊，这种情况特别容易因应力、电磁力等产生裂缝。对于2极高速电机，一般由于端环不是整块铜料锻成，其接焊缝焊接不良，在运行中受热应力容易造成开裂。此时，往往还会因铜甩出而刮伤定子绕组的端部绝缘层，引起相间短路或对地短路。铜条断裂大多发生在伸出铁芯端靠近端环焊接处。断裂的一般原因是由于长期受热力和电磁力作用而产生疲劳损伤。比如起动过程中铜条上下温差大，热膨胀不匀；双鼠笼条转子的外笼条铜条密度太大，致使在起动瞬时温升超高；起动时铜条的离心力和切向应力作用使铜条受到朝向铁心槽口方向的冲力；双鼠笼铜条与铁芯配合过松致使铜条在槽内发生振动；冷轧铜条在焊接过程中受热退火不匀而使机械强度降低等等，这些因素均可引起铜条或端环断裂。
3.铜条焊接转子的故障检查
根据上述故障原因，可采用如下的检查方法：（1）采用铸铝转子故障的检查方法和工具。（2）采用另外一种方法，就是根据其电阻的大小来判断的方法。这种方法可直观、准确地测出焊接点的缺陷。检查时把针形插棒直接插入铜条的末端靠近端环附近。在笼条完好的情况下，微欧表测量出的是整个笼条的电阻，当铜条在焊点处断裂时，则微欧表测出的是一条铜条的有效电阻。当该电阻值超过正常值的1.5倍时，就应处理该铜条。
二、绕组的材料
为了对转子绕组有进一步了解，有必要分析一下铜绕组的材料。当异步电动机容量大于100kW时，由于铸铝质量不易保证，常采用铜条绕组，而为了消除齿谐波的影响，把转子槽做成斜槽。大电机转子内外笼条采用不同材料，且二者的作用性质也不同。内笼条为运行绕组，用导电率p较小的紫铜，根据公式R=pI/s，可知电阻与电阻率成正比，ρ↓→R↓，而热量Q=0.2412Rt，Q亦正比例于R，从中可推断出ρ↓→R↓→Q↓，这对于长期运行的转子绕组来讲，热量的降低无疑延长了绕组的运行寿命；外笼条为起动绕组，用导电率较大的青铜或黄铜制成，根据上述分析，外笼条在相同条件下比内笼条发热程度要高，但由于位于转子外侧，与定子之间又有间隙，且间隙大小与电机容量成正比，因此散热比较容易。
三、转子故障的处理
1.铜转子绕组
鼠笼绕组断条是电动机常见故障。断条后电动机虽可空载起动，但当带满负载时其定子电流就会不稳，电流表来回摆动，有时电动机还会发出异声。经用前述方法确定断条后就可进行修理。其修理方法如下：（1）转子铜条的断条故障大部分是铜条和短路环的焊接处脱焊，此时处理起来比较方便，像给水泵电机处理那样，先清理、后银焊。当然，清理并不是一件容易做到的事，因电机运行时间长，转子处灰尘、油渍、青苔等积累较多，因而清理起来相当困难，用手锉、电动磨光机耐心打磨，必须打磨干净，否则无法焊牢。（2）检查出铜条在转子槽中部发生断裂，则应将断裂的铜条完全打出，然后仔细清理铁心槽内的杂物，再根据槽形尺寸裁出适当的新铜条打入槽内，用银焊把它与端环焊接牢固。之后，用环氧树脂填充转子槽内的气隙，使铜条与铁心凝固成一个整体，这样就可有效地防止铜条在槽内振动而引起疲劳断裂。
2.铸铝转子绕组
这种情况修理起来相当困难，只能采用2种方法：（1）送厂家重新浇铸；（2）使整个转子铸铝熔化后，改成铜条绕组。具体处理过程是：在铸铝被全部熔化后，在空出的铸铝槽中，根据槽的形状和大小，把整条紫铜加工成几段长方体，而且其表面积应小于槽面积的2/3，这样就可避免起动时转矩减小、定子电流增大等问题的出现，从而可使电机在满负荷下平稳地运转，紫铜条的长度和宽度必须符合一定的比例，不能使它在槽内有过多的间隙，以免产生振动。紫铜条全部放进槽内后，在两端用短路环连接，焊接成两个小端环，从而组成一个闭合回路。
经上述2种方法处理后的转子，都需要重新校验几何平面并作动力平衡试验，促使转子能在一个中心下均匀地切割磁力线，从而使电机平稳运行，电机从开始出现故障，到找出故障点以及经过多个环节的处理，需花费很多人力和物力才能完成。因此，对此问题必须引起高度重视。
转子控制 篇7
转子不平衡是旋转机械产生振动的主要原因之一,也是影响其稳定高效运行的关键因素。自动平衡控制作为解决转子不平衡的重要技术已成为国内外研究热点,如何从控制策略上提高其平衡效率和平衡精度是其中的核心问题［１］。
目前,对于转子自动平衡［２－３］的理论研究已经比较成熟,然而在控制策略方面的研究却不多,文献[4-5]中提出的影响系数法及文献[6]中提出的改进影响系数法都具有较快的平衡速度,但是其计算过程可能产生较大误差,且容易使振动加剧。由于自动寻优方法的原理简单,无需建立数学模型,且易于实现自动化,故其在转子动平衡中得到广泛应用,但是其动平衡精度和动平衡效率相对较低,所以还需进一步改进。文献[7]在分析控制力作用相位等基础上设计了定幅值寻相位控制方法,该方法对振动相位的提取具有很高的要求,且控制算法较复杂,动平衡效率不高。文献[8]提出了基于双盘电磁型平衡头的移动控制方法,该方法着重讨论了配重块在不同初始位置下的移动原则,能够解决平衡过程中的振动加剧的问题,但是只在仿真实验上做了验证并未进行实际应用。
因此,研究出一种能够稳定、快速地减小振动的控制策略来完成转子自动平衡,具有重要的研究意义和应用价值。本文针对单平面双配重动平衡装置,提出一种基于模糊控制［９］的变步长寻优控制方法,将模糊控制原理与自动寻优方法相结合,实现转子自动平衡控制,最后在自行设计搭建的实验台上进行实验验证,结果表明该方法是可行的并具有较好的平衡效果。
1 系统架构
转子动平衡系统主要由控制单元、执行机构和转子组成,如图1所示。其中,控制单元包括模糊控制器和执行控制器;执行机构为平衡头,主要包括两个驱动电机和两个配重块［１０］,通过控制电机的转动可以改变平衡头中配重块的位置。
转子动平衡系统采用双闭环控制结构,其中外环为振幅反馈环节,主要由模糊控制器和振动传感器组成,模糊控制器作为副调节器,其输入量为振幅偏差及偏差变化量;输出量为自动寻优步长;内环为位置反馈环节,主要由执行控制器和位置传感器组成,执行控制器作为主调节器,其输入量分别是模糊控制器的输出量及位置传感器的反馈量,其输出量为电机转动控制量。
系统以振幅作为目标期望值,当其达到预先设定的精度要求时就停止运作。在未达到平衡精度时则进行相位平衡和幅值平衡操作。相位平衡操作即通过控制两电机均正转或均反转运行来改变两配重块在平衡头内近似同一平面上的周向分布,使合成的补偿离心力方向与转子系统的等效不平衡力方向相反。幅值平衡操作即通过控制某一电机正转另一电机反转,使合成的补偿离心力大小与转子系统的等效不平衡力相等。控制原理如图2所示,圆周上的白点表示不平衡量,两个黑点表示平衡头中的配重块,图2a为某一不平衡状态,当配重块移动到获得最小振幅的位置时完成平衡过程,此时如图2b所示。
采用这种控制方法时,配重块每次需转动的角度大小是关键问题。若转动角度过大即步长过大,虽可减少电机的启停次数,但容易造成转子不平衡的超调,尤其是当转子系统初始不平衡较大时可能导致系统故障;相反,若步长过小,虽可减少或避免不平衡量超调,但由于电机的频繁启停,增加了电机的负担,同时也增加了控制过程所需的总时间,影响了电机寿命和动平衡效率。所以需要变步长的控制策略来实现这种方案,同时转子动平衡系统从振动信号采集到执行装置动作的过程中,输入量及输出量易受外界干扰及其他因素影响,加之系统的执行装置本身就是一个比较复杂的系统,很难精确建立起数学模型。综合考虑以上问题,本研究采用模糊控制原理,其方法简单、精度较高且鲁棒性好［１１］,能够准确计算出电机驱动步长及两配重块移动方向,在这基础上采用自动寻优策略完成转子动平衡。
2 基于模糊控制原理的步长计算方法
2.1 模糊控制原理
模糊控制系统不需要建立基于系统动态特性的数学模型,但是需要确定判定规则的专家知识、经验或操作数据等,把这些作为判断依据来制定一系列判定规则从而实现自动控制过程。
模糊控制过程主要包括三大部分:量化、确定判定规则及模糊推理。利用模糊控制原理经模糊推理后最终可计算出精确输出量。模糊控制的输入量是精确量,它的输出控制量也是精确量,因此模糊控制器的控制并不模糊,它可以实现对被控对象的精确控制［１２］。
2.2 模糊控制器设计
本系统中幅值反馈环节采用模糊控制原理。反馈信号为转子不平衡引起的振幅,该值采用文献[13]所述的互相关算法进行提取,该方法能够在外界干扰较大的情况下准确提取振动幅值,以振幅偏差e及振幅偏差变化量 Δe作为模糊控制器的输入量,其中振幅偏差为所测振幅与平衡目标值之差,振幅偏差变化量由振幅偏差求导得出;以步长值λ１作为模糊控制器的输出量,该值决定平衡头中配重块转动的角度,由此产生转子不平衡量变化。由此设计了双输入单输出的模糊控制器,具体步骤如下。
(1)模糊语言的变量定义,即将模糊控制器的输入量和输出量进行标定,将其指定到某一区间范围内,采用对称方式将输入量和输出量进行分级。振幅偏差量化为7 级,即{-3,-2,-1,0,+1,+2,+3},其模糊子集取7档,即{NB,NM,NS,ZO,PS,PM,PB};振幅偏差变化量量化为5级,即{-2,-1,0,+1,+2},其模糊子集取5档,即{NB,NS,ZO,PS,PB};步长的模糊控制量化为7级,即{-3,-2,-1,0,+1,+2,+3},其模糊子集取7档,即{NB,NM,NS,ZO,PS,PM,PB}。上述NB,NM,NS,ZO,PS,PM,PB分别代表负大、负中、负小、零、正小、正中、正大。
(2)隶属度函数设定。为方便计算与编程,本研究都采用三角形隶属度函数。根据控制要求,设置输入量振幅偏差e和振幅偏差变化量 Δe的中间档位相对较窄,其他各个档位相似;输出量步长值λ１的全档位相似,如图3所示。
(3)模糊判定规则是模糊控制器的核心,本研究在仿真和实验的基础上,对实验数据进行分析,最终确定判定模糊控制器输出量的模糊规则。表1为该模糊控制器的判定规则表［１４］。
(4)去模糊操作。去模糊就是将输出的模糊集转换为精确值,目前采用较多的方法有最大隶属度最大值法、最大隶属度最小值法、质心法等。本文采用质心法进行去模糊操作,即将所得隶属度与其对应的论域值乘积之和除以隶属度之和,所得结果即为模糊控制器的精确输出。
3 变步长寻优算法
根据系统结构要求设计了执行控制器,其作为决策中心对模糊控制器及位置反馈环节做综合处理,即将模糊控制器输出的步长值λ１和偏差变化量的正负及配重块的位置反馈信号进行相应处理并最终确定电机移动步长与方向。
控制过程采用先进行相位平衡再进行幅值平衡的寻优算法,即如前所述通过移动两电机使振动减小,当进行相位平衡的移动使振动不再减小时则进行幅值平衡;当进行幅值平衡的移动使振动不再减小时则结束该平衡过程。执行控制器的详细控制算法用流程图来表示,如图4所示。
该算法首先设定两电机的初始转动方向,然后获取模糊控制器的数据,即步长值λ１和偏差正负,其中,偏差用来判定电机的转动方向,若偏差小于零则说明此次操作使振幅减小,电机不改变方向,若偏差大于零则相反。
此外,上述所计算的步长值λ１还需通过位置反馈环节进行调整从而确定驱动电机的步长。调整方法采用步长补偿法,即通过位置传感器测量并计算质量块两次移动后的角度变化量Δθ,由此得到实际驱动步长Δλ,该值由线性计算得出:
其中,k由配重块和电机参数决定。将其与此前的执行步长做差可得步长补偿量。
4 实验验证
为验证该控制方法的有效性和转子自动平衡效果,自行设计并搭建了实验台进行实验。转子系统实物如图5所示,实验中振动幅值测量点位于右侧轴承座上表面转子中心上方,调整平面为平衡头中心平面附近。
对于控制器,其核心为转子自动平衡测控系统,设计了相应的硬件系统和软件系统。其中,硬件系统的主控模块使用TMS320F2812 型DSP芯片,利用了其ADC、I/O、PWM等模块实现振动信号采集、输入输出及电机控制等功能［１５］。软件部分采用结构化设计,用C语言编程实现振动信号处理、模糊控制器功能及执行器控制等。
为验证该控制方法的平衡效果,本研究设计了无模糊控制器下的定步长自动寻优的控制方法以作实验对比,在该实验中电机的驱动步长取中间档位,其他条件均相同。 实验中转子转速为1200r/min,初始振动幅值为25.0μm,记录平衡过程的振动幅值变化,结果如图6所示。
图6为分别采用无模糊控制器的定步长寻优方法和本文设计的模糊控制器与变步长寻优相结合的方法进行自动平衡实验所得的转子振动幅值的变化情况,可以看出:
(1)在12.5s的平衡时间内,采用定步长寻优方法将转子不平衡引起的振动幅值由初始的25μm减小到15μm;而采用变步长寻优方法则可减小到8μm以下,相对前者,该方法的平衡精度有明显提高;
(2)根据平衡过程中转子振动幅值的整体变化率可知后者的平衡速度较前者也更快;
(3)此外,采用本研究提出的方法进行自动平衡的过程中,在配重块移动方向改变的位置没有产生振幅加剧,说明该方法具有更好的稳定性。
5 结束语
本文在实验的基础上针对单平面双配重动平衡装置提出了一种转子动平衡控制策略,利用模糊控制器获取步长,同时使用位置反馈环节来调整该步长,完成了变步长自动寻优动平衡控制过程,通过实验证明该方法具有较高的平衡精度和平衡效率,且该平衡过程没有振动加剧,较传统的自动寻优方法有较大的改善。
摘要：自动寻优控制是目前被广泛研究的转子自动平衡控制方法之一,但是该方法平衡精度有限且平衡时间较长,在实际应用中存在较大局限性。基于此,针对单平面双配重的转子自动平衡装置,提出了一种基于模糊控制原理的步长计算方法,并设计了变步长寻优控制算法,进而实现变步长寻优的转子自动平衡控制方法。通过自行设计并搭建的转子实验台及测控系统进行实验验证,实验结果表明该方法较传统的自动寻优控制方法在平衡精度和平衡效率上有明显改善。
转子控制 篇8
对于电力拖动系统, 其动态、静态性能取决于系统对电机电磁转矩的实时控制能力。异步电机的动态数学模型是一个高阶、非线性、强耦合的多变量系统[1], 电磁转矩更是耦合性强, 对其控制亦十分复杂。矢量控制则通过测量异步电动机定子电流, 根据磁场定向原理, 将电流分解为产生磁场的电流分量 (励磁电流) 和产生转矩的电流分量 (转矩电流) 分别加以控制, 并同时控制两分量间的幅值和相位, 电磁转矩与转矩电流有近似的线性关系, 达到控制异步电动机转矩的目的, 实现高性能调速。
2 控制结构分析
异步电机的电磁转矩表达式:
其中, np为电机极对数;Lm为定转子之间互感;Lr为转子电感;id为定子电流在转子磁链方向上的分量;Ψr为转子磁链。由式 (1) 可见, np、Lm、Lr是与电机相关的常数, 当保证Ψr为定值时, Te与id有线性关系, 称之为转矩电流分量。
矢量控制系统有多种结构, 带转矩内环磁链闭环的矢量控制系统结构如图1所示[2], 该系统由三个闭环结构组成, 外环控制转速, 内环为转子磁链和电磁转矩, 直接对二者同时实现控制。通过转速反馈信号与转速给定相比较的偏差经过转速调节器ASR, 输出转矩指令信号Te*;转速调节器的输出转矩指令信号Te*与实际电磁转矩Te相比较的偏差通过转矩调节器A-TR, 运算出转矩电流分量id*;转子磁链给定是一函数发生器, 由转速给定作为输入, 得出转子磁链给定信号Ψr*, 经磁链调节器APR运算出励磁电流分量iq*。转子磁链函数发生器根据电机的调速范围和转速给定信号, 在恒转矩范围内恒磁通, 转子磁链保持额定, 在恒功率范围内削弱磁场, 转子磁链随转速指令的增大而减小。
转子磁链反馈信号包含了转子磁链的大小和位置, 转子磁链的观测模型主要有二种[3]:
(1) 在两相静止坐标系的模型。定子电压和电流由传感器测得后, 经过3s/2s变换, 根据异步电机在两相静止坐标系下的数学模型, 计算转子磁链的大小和相位。
(2) 按转子磁场定向两相旋转坐标系下的模型。三相定子电流ia、ib、ic经3s/2r按转子磁链定向, 得到id、iq, 利用矢量控制方程式
可以获得Ψr和转差ωs, 由ωs与实测转速ω相加得到定子频率信号ω, 再经积分即为转子磁链的相位角, 即同步旋转变换的旋转相位角。
id*、iq*经过2r/3s为ia*、ib*、ic*后, 利用电流滞环调制得到逆变器开关信号。
3 仿真模型
依据以上的分析, 利用Matlab/Simulink工具箱[4], 搭建按照转子磁链定向的矢量控制调速系统的模型如图2:
系统主电路由恒定直流电源、三相桥式逆变器、异步电机模型构成, 控制部分包括外环转速环, 内环转矩环和磁链环, 最后生成触发脉冲加至逆变器六个开关器件。
电机中模型, 从Machines Measurement Demux端口引出转子磁链dq分量、定子三相电流ia、ib、ic, 电磁转矩Te作为反馈信号。三个调节器采用PI形式, 内部结构如图3所示。
得到的id*、iq*以及零轴电流i0*=0变换到定子三相坐标系上, 得到定子电流给定信号ia*、ib*、ic*。
Current Regulator模块利用自定义封装, 实现滞环调节, 其内部结构如图4, 使用时只需指定滞环环宽, 滞环宽度的大小影响开关器件的开关频率, 环宽越小, 开关频率越高, 且电流控制精度越高, 反之亦然。
4 仿真结果与分析
仿真采用固定步长的ode3仿真算法, 为保证精度, 限制最大步长取1e-5。
电机空载启动, 启动过程充分利用电机的过载能力, 以最大加速度加速, 启动时间只需0.1s, 快速性好, 如图5, 其中虚线为转速给定, 实线为实际转速。
启动进入稳态后, 在1.5s时刻加75%额定负载, 转速稍微有降落, 但是能跟随给定值, 系统呈现良好的抗扰性。在2s时刻进行减速20%, 减速过程的快速性良好。在3s时刻加速10%, 转速也能良好的跟随给定值。整个调速过程中的电磁转矩指令值如图6、图7为其响应, 可以看出, 系统对电磁转矩的控制是有效的。
图8和图9给出整个调速过程中励磁电分量和转矩电流分量的响应曲线。由图见, 励磁电流分量在整个调速过程中没有发改变, 保证了电机内部磁场在稳态、暂态发挥最大的效率, 而转矩电流分量在加载、加速速过程中都随着指令信号改变而改变, 从而态的控制电机电磁转矩, 对应的三相坐标系的电流波形放大图如图11~12, 可以看出, 过速过程平滑, 基本无冲击。
5 结论
矢量控制是一种优良的控制策略, 带转内环磁链闭环矢量结构, 得益于直接对转矩磁链同时进行反馈控制, 能够获得转速良好转速控制效果, 其系统性能优异。
利用Matlab/Simulink提供的电机、电力子器件、电源、控制模型, 很容易建立矢量控制系统的仿真模型, 全面地展示矢量控制技术的特点, 其强大的数据、图形分析功能, 能直观的观测各个变量的动态响应。
参考文献
[1]现代电力电子学与交流传动[M].北京:机械工业出版社, 2005.
[2]陈伯时.电力拖动自动控制系统[M].第三版.北京:机械工业出版社, 2003.
[3]阮毅, 张晓华.异步电机磁场定向模型及其控制策略[J].电气传动, 2002, 34 (3) :3-5.
转子控制 篇9
无刷双馈电机(BDFM)是在串级感应电机基础上发展起来的一种新型电机,它取消了电刷和滑环,不仅具有结构简单、运行可靠的优点,而且可以有效降低变频装置的容量和电压等级,因此被认为在变速驱动(ASD)和变速恒频发电(VSG)中有广泛的应用前景。无刷双馈电机作为发电机运行时原理类似交流励磁发电机,当原动机的转速变化时,调节定子控制绕组侧励磁电流的频率可方便实现功率绕组发电频率恒定,而且调节控制绕组电流的大小和相位还可以实现有功和无功功率的调节。目前无刷双馈电机应用于风力发电等场合的研究和文献基本上是关于并网发电[1,2,3]。有些特殊的应用场合如作为独立电源单机发电运行(如一些不需要并网的小水电、船用轴带发电等等),其控制规律有其自身特点。本文在这里探讨了这种电机作为独立电源发电时的控制策略,适合于对发电质量要求不高的场合。
2 无刷双馈电机单机发电运行原理
下面以齿谐波法设计转子绕组为例来阐述其发电原理。假设定子功率绕组8极,控制绕组4极,转子总槽数Z=6,根据齿谐波转子设计方法,按照极对数pp=4设计布置的3相对称绕组线圈,除产生极对数为pp=4的基波磁势外,还将同时产生极对数为p2=nZ±p1(n=1,2…)的齿谐波磁势,并且其绕组系数与基波相同,以简化转子接线为例如图1所示,转子绕组在8极6槽上图排列结构下,谐波正反转磁势百分比如表1所示。
如果忽略高次谐波,仅考虑极数为4/8的谐波,从表1可以看出,当转子绕组通入三相对称感应电流时,将在定转子气隙中产生8极正转磁场和4极反转磁场[4,5]。
原动机拖动转子以转速nr旋转,在控制绕组中通入频率为fc的三相对称交流励磁电流,在转子绕组中会产生相应感应电流。转子感应电流频率为:
pp极转子磁场在定子pp对极绕组中产生感应电势,该感应电势产生定子功率绕组电流也会在转子中产生感应电流,其频率为:
采用齿谐波法设计绕线式转子结构无刷双馈电机,转子绕组流经同一电流,因此当电机稳定运行时感应的转子绕组电流频率有fp r=fc r,因此由上式可得:
这样,对应不同转子转速通过调节控制绕组侧变频器输出频率就可以保持功率绕组发电电频率的恒定。
3 无刷双馈电机单机发电结构及特点
无刷双馈电机作为独立电源应用其结构如图2所示。
BDFM的功率绕组做发电输出端,控制绕组接变频器。由于是做独立交流电源使用,这里未提供额外三相交流电源。这样整个发电系统需要有一个自励过程,即变频器的三相交流输入由功率绕组自身提供。无刷双馈单机发电的自励有以下两种方案(提供200～400V直流电源):(1)功率绕组端通入直流,在同步转速下起动建压;(2)变频器直流母线端加压到正常逆变需要电压(约为560V左右),任意转速下建压起动。
方案1是目前常用方法,需要直流电源一般电压可在100V以下,电源提供功率较小。但为了适应原动机任意转速下建压,需要采用方案2。一般变频器直接在直流母线端加电压还不能正常工作,需要将变频器的几个报警输入点去掉,如输入缺相报警、输入欠压等等。另外为了适配蓄电池直流电源,方案2还需要合适DC-DC变换升压装置。
4 无刷双馈电机单机发电控制策略
无刷双馈发电机作为独立电源和并网发电相比其控制策略有较大不同。并网发电时功率绕组端电压由大电网决定,其主要控制对象是功率绕组发出电流大小和相位(无功和有功功率)。作为独立电源时主要关心功率绕组发出电压幅值和频率的恒定。下面分析单机发电运行标量控制策略。
在发电运行方式下,电机由原动机拖动(柴油机或风力机构),系统转速给定可测。根据无刷双馈电机运行规律,通过改变控制绕组激励的幅值以及频率fc即可实现对功率绕组发电电压幅值、频率的控制。对于所测定的速度,由给定的电机转速nr和频率换算关系式就可以得到控制绕组的电压频率为:
如图3所示为一种采用交直交变频器的单机发电标量控制策略的控制框图。为保持功率绕组发电幅值恒定,采用功率绕组电压和电流双闭环调节,电压环在外电流环在内。频率也可采用闭环。该系统运行时主要扰动量为负载波动,为保证调节快速性宜采用电流源型逆变器。
功率绕组电压调节规律可以从无刷双馈电机折算后等效电路图分析得出。如图4所示为频率折算后无刷双馈电机等效电路图。当闭环控制系统检测到功率绕组发电电压低于设定值时,可以提高控制绕组给定电流,反之亦然。从图4中可以看出,当控制绕组电流Ic′变大时,控制绕组与转子磁链产生感应电势增大,在其他情况不变时转子回路电流Ir′增大,由于激磁电流一般不超过主电流10%,可以认为I′cm、I′pm不变,这样功率绕组侧电流Ip′会跟着增大,提高功率绕组侧输出电压。
另外从上面等效电路图可以看出,当负载波动时,功率绕组端电压调节主要通过转子感应电流Ir′调节。转子感应电流Ir′=Ic′-I′cm,上面等效电路采用电压源控制模型,通过改变控制绕组电压Uc′/s来改变控制绕组电流。如果采用电流源控制模型,直接控制功率绕组侧电流Ic′,由于不存在功率绕组与转子绕组互感和控制绕组自感影响,其电流控制时间反应更快。
如图5所示为8/4极绕线式转子样机不同情况下控制绕组电压与功率绕组端电压实验数据图。曲线1是转子转速450r/min,变频器频率5Hz对应曲线。曲线2是转子转速400r/min,变频器频率10Hz曲线。曲线3是转子转速420r/min,变频器频率8Hz对应曲线。从图中可以看出功率绕组发电电压与控制绕组电压之间关系基本上满足一定线性关系。
变频器输出频率可由转速检测值ωr和功率绕组频率给定值fp*计算得出,考虑到商用变频器频率给定是模拟信号,在频率值较大时误差较大,在转速较高时会有一定频率的漂移,因此采用频率闭环来消除这种影响。
标量控制采用无刷双馈电机的静态等效电路,其算法比较简单,可以在较低价格的微处理器上实现,适用于对动态性能要求不高的变速恒频发电场合,如船用柴油机轴带发电。
5 无刷双馈电机单机发电标量控制仿真
无刷双馈发电机带载运行时,假定三相负载对称,负载阻抗XL=2πfpLL。控制绕组侧采用电压源型逆变器,则可控量为变频器输出交流电电压和频率。由于功率绕组端电压满足基尔霍夫电压定律:
将上式代入无刷双馈电机转子速dq坐标系电压方程可得:
由于负载电感并不参与电机励磁,因此定子控制绕组、转子自感没有变化,定转子互感磁链并没有影响。dq0坐标系下,转矩方程没有变化,磁链方程仅电机定子功率绕组三相自感磁链增加LL。
如果控制绕组侧变频器是电流源型逆变器,则可控量为变频器输出交流电电流和频率。电流控制源控制模型相比电压源模型更为简单,其控制动态相应更快。在控制绕组电流已知可控情况下,去掉控制绕组电压方程,dq坐标系下电压方程变为:
电机采用8/4绕线式转子无刷双馈电机,仿真参数为:pp=4,pc=2,J=0.032,rp=0.075Ω,rc=0.11Ω,rr=0.931Ω,lsp=0.04205H,lsc=0.16188H,lr=0.1775H,Mpr=0.11745H,Mcr=0.33585H。图6-8为采用电压源模型,转速突变和负载突变时功率绕组发电电压幅值、瞬时值仿真波形。图9-10为相同条件下采用电压源模型,转速突变和负载突变时功率绕组发电电压幅值、瞬时值仿真波形。控制绕组仿真采用理想电压源变频器,变频器频率由转速和功率绕组发电给定频率决定,变频器输出电压大小由PID闭环控制器输出决定。对比采用电压源和电流源仿真结果,可以看出电流源模型动态电压超调量调整时间要明显优于电压源模型。
6 实验结果和结论
实验样机采用“齿谐波法”设计的绕线式转子64kW无刷双馈发电机。变频器采用交直交商用变频器,直流侧采用全可控能量回馈器将自然同步速能量回馈负载,采用高速单片机组成电压闭环和频率闭环检测控制系统。电机参数为:功率绕组极对数为4,控制绕组极对数为2,同步转速n=500r/min,驱动柴油机速度变化范围375～800r/min。实验稳态运行时频率波动范围49.0～51.0Hz,电压偏差范围±10V。达到比较好的控制效果。图11-13分别为实验中实测波形,均与仿真波形相符合。
图11中蓝色曲线为功率绕组电压波形,可对比图12仿真波形,两者波形比较一致。图13蓝色为控制绕组电流波形,绿色为控制绕组电流波形。转速波动时控制绕组频率自动调节。图14为转速突变控制绕组电流仿真波形。
总的来看,采用发电电压幅值和频率闭环标量控制方法,稳态性能指标能够达到要求,是一种较为经济和易于工程实践的方法。但其动态性能较差,特别是存在一些问题,如突加突减大负载时,电压超调量较大,系统易崩溃。
摘要：无刷双馈电机作为独立电源应用非常广泛,其控制规律有别于并网控制。以绕线式转子无刷双馈电机为例研究BDFM单机独立运行原理,以及其控制系统独特结构。为满足作为独立电源时功率绕组发出电压幅值和频率的恒定要求,探讨了采用功率绕组发电电压幅值和频率闭环的控制系统原理。对其单机发电运行各种状态进行了仿真研究。采用64kW样机和研制标量控制系统进行了实验,实验结果也证实这种控制策略的正确性。
关键词：无刷双馈电机,单机发电,控制策略
参考文献
[1]Wallace A K,Spee R,Alexander C G.The Brushless Dou-bly-fed Machine:the Advantage,Application and DesignMethods[C].Sixth International Conference on ElectricalMachines and Drive,Oxford,England,1993.
[2]Li R,Wallace A K,Alexander G C.Synchronous DrivePerformance of Brushless Doubly-fed Motors[J].IEEE Tran-sactions on Industry Applications,1994,30(4):963-970.
[3]Williamson S,Ferreira A C,Wallace A K.GeneralizedTheory of the Brushless Doubly-fed Machine Part1:Analy-sis[J].IEE Proceedings-Electric Power Applications,1997,144(2):111-122.
[4]王雪帆.一种转子绕组采用变极法设计的新型无刷双馈电机[J].中国电机工程学报,2003,23(6):108-127.
[5]阚超豪.绕线式转子绕组的谐波分析.大电机技术,2007,(4):52-55.
转子控制 篇10
1 控制系统原理
用科里奥利力作为检测粉料物体的计量信号源, 通过控制柜对信号源进行采样、分析与处理后控制秤体上位机 (流量阀) , 通过控制流量阀开度的大小来实现控制物料流量的大小, 从而完成入窑生料的计量与输送。流量阀与科氏秤系统构成一个闭路的控制系统, 其控制原理见图1。
该秤在投料初期出现下料波动大的主要表现为, 给定200t/h开机投料时, 流量反馈不足200t/h, 阀门开度会一直增大, 到达100%阀位值, 入窑提升机电流增长到350A以上, 此时的实际投料量达400t/h以上, 1～3min后, 流量反馈高于200t/h, 阀门开度会开始减小, 到达30%～40%的正常阀位值, 10min后系统趋于稳定。分析原因为:科氏秤的工作特性是先开阀门后采样处理, 故投料1～3min内生料下料量的波动特别大。
2 改进方案
为解决这一问题, 我们将流量阀与秤所构成的闭路的控制系统拆开, 见图2。
在中控程序中对流量阀设立一个手动与自动的转换开关放在中控操作画面上, 在投料初期将转换开关选择手动, 由中控 (4～20mA) 经过现场I/O柜来控制流量阀的开度大小, 此时流量控制主要是靠入窑提升机电流来做参考, 如投料量200t/h时, 提升机电流控制在240A左右, 阀门开度在35%左右。1～3min后, 秤控制柜上的流量反馈、阀位给定就和中控的流量给定、阀位给定趋于相近, 此时将转换开关选择自动, 流量阀由秤控制柜控制。流量阀的开 (关) 度控制信号由原来秤控制柜直接控制, 改为秤控制柜输出控制信号经现场I/O控制柜传回中控, 由中控 (手/自) 转换开关返回现场I/O控制柜控制阀的开 (关) 度。
此方法解决了点火投料的初期生料下料量波动大问题, 但投料10min后发现, 生料流量的波动却比原来要大些。经分析发现, 在投料10min以后运行中的流量阀的控制信号会两次经过I/O柜, 由于我公司的DCS控制系统的采样处理周期为50ms, 经两次采样、处理需100ms, 在控制柜对计量信号源采样周期不变的情况下, 加长了阀门控制信号的处理周期, 阀门的动作时间滞后, 从而使生料流量的波动比原来要大些。
3 进一步改进
二极异步电动机转子设计与研究 篇11
摘 要：本文讨论了二极异步电动机转子设计与研究，围绕着设计过程中主要旋转部件进行了分析研究，为今后二极异步电动机的设计积累了经验。
关键词：二极异步电动机；挠度； 临界转速；轴流风扇；振动
一、二极异步电动机设计分析过程
该产品采用箱式焊接结构，座式滑动轴承，具有外形美观，噪声低、振动小，高效节能，运行稳定，安装、维护方便等优点。电动机绕组绝缘结构所采用的材料在电机温升作用下，其绝缘性能将逐渐变坏，而当温度升高到一定程度时，绝缘材料的绝缘特性会被迅速破坏，最后甚至失去绝缘能力。因此，为了获得经济的使用寿命，该电机的定子线圈绝缘采用F级绝缘，提高了整个电机的绝缘水平，有利于延长电机的使用寿命。YKS630-2 2500kW 6kV异步电动机额定转速为2990 r /min，转差率为0.45%。对于如此高转速的异步电动机，其转子结构机械设计要求很高，如何满足这一要求成为设计的关键所在。
（一）转子结构设计
转轴是电机中最重要的零部件之一，二极高速电机的转轴设计更是非常重要。在转子设计中，为了满足高转速下机械强度的要求，并改善异步电动机的特性，转子材质一般为45号锻钢（见图1） ，并且为了有足够的强度、刚度还要作正火、回火、或调质等一系列的热处理。另外个别截面要有足够的强度，在正常负载及规定的特殊情况下（如突然短路等） ，转轴不能产生残余变形或损坏。转轴的挠度必须在电机气隙的10%范围内，还有临界转速与工作转速间应有足够的差值，以免发生共振。下面就挠度和临界转速的计算作详细说明。
（二）挠度计算
计算转轴挠度，不外乎采用两种方法：作图法及分析法。作图法，需要制作转轴的弹性线，从弹性线上按照某种尺寸比例，可以得出任何一点的挠度，此法准确度很高，但应用此法会耗费大量时间。实际上通常只需知道转子铁心安放位置上中点的转轴挠度即已足够。计算这一点挠度的最简易方法是分析法。该方法花费时间少，还可避免可能的误差，现在已经用计算机来完成此操作，所以在电机设计转轴计算时，分析法得到了广泛应用。下以YKS630-2 2500kW 6kV电机为例做简要计算：
①电枢（转子）重量，G1（不包括铁芯段的轴重）
G1=867.7kg
轴的重量：Q=768kg
②有效铁芯长度：L=83.93cm
③转子外径：D=51.2cm
④单边平均气隙：б=0.4cm
⑤轴在b点的柔度系数
式中：E-拉压弹性系数，此轴的材质为45锻钢，故E=2.1×106kg/cm2
Kab ——左半轴的弹性系数
Kcb ——右半轴的弹性系数；
用以下公式计算
其中：Xi—图4中所标尺寸X1， X2等；
Ji —每段轴的惯性矩
⑥磁拉力刚度
式中：δ—单边平均气隙
D —转子外径
L —有效铁心长度
Bδ—气隙磁密
⑦初始单边磁拉力
P0=k0e0=10122 x 0.04=405kg e0=0.1δ
⑧由重量G1引起的b点挠度
⑨单边磁拉力引起轴在b点的挠度
⑩轴在b点的总挠度
占气隙百分数
（三） 转轴的临界转速
除了对轴的挠度计算外，还应对电机转子固有振动特性进行分析，即主要计算转轴的临界转速，轴自已横向振动的周率不应与转子旋转轴速度一致。一般情况下，仅考虑单边磁拉力作用于转轴，有一个负荷在铁心中部时的影响。其临界速度可表示为：
在普通电动机的设计中，按照机械计算公式，当转轴的挠度小于气隙的10%时，临界转速一般都能高出额定转速的30%， 这样的轴， 称之为刚性轴。而对于二极异步电动机，也有采用柔性轴（即一阶临界转速低于额定转速）。本文所述电动机也采用了刚性轴的设计理念，使其一阶临界转速高出额定转速的30%。
（四）转子冲片的设计
一般4极及4以上的电动机在轴上焊接辐板，一来可以降低电机的成本，二来辐板可以起到风扇的作用能够加强电机的冷却效果，但是二极电机由于转子冲片的内径较小，对转轴的强度要求又很高，所以二极电机不安装辐板，而是在转子冲片上加工通风孔（图2），使通风孔叠压后形成的管道与转子的通风槽管连通，靠通风槽管旋转来冷却电机，由于二极电机的转速较高，其冷却的效果也可以满足电机的要求。
二、转子风扇的设计
由于二极电机转子外径小，转速高，风扇一般选用轴流风扇，轴流风扇的特点是效率高、噪音低，气体通过轴流风扇时一般不改变运动方向，正好与转子通风槽管形成的“离心风扇”形成串联风扇，能够加强电机的冷却效果。以前我公司电机的转子平衡环设计的位置是在风扇与铁芯只间，虽然在平衡环上也加工了通风孔，但是由于其高速旋转，风扇与通风槽管形成的风路遭到破坏，影响了电机的冷却效果，而且会产生较大的噪声，现将平衡环设计在风扇的外侧，即加强了电机的冷却效果又降低了噪声。已设计的异步电动机已经在客户处投入使用，得到一致好评，在机械强度、电气性能等方面均未出现异常现象其运行安全、可靠、稳定。
三、结语
综上所述，通过以上设计电机转子可以有效的降低电机振动的概率，但是引起二极电动机振动原因是多方面的，我们在设计时要注意以上的几点注意事项，并且严把机械加工和装配，控制各个工序，就可以在源头消除振动，可以大大地减少由于电动机振动带来损失。
参考文献：
转子控制 篇12
关键词：股骨转子间骨折,不稳定性,动力髋螺钉,带转子护翼钢板
从20世纪70年代以来,动力髋螺钉(dynamic hip screw,DHS)系统一直被认为是股骨转子周围骨折治疗的“金标准”[1,2,3],随着研究的不断进展,目前大多数学者认为不稳定性转子周围骨折,宜首选髓内固定[4,5,6]。近年来,有学者[7,8,9]研究认为利用带TSP护翼钢板的DHS内固定系统治疗累及大转子的EvansⅢB、Ⅳ型不稳定型转子周围骨折或许有更多的优势,因为此种内固定系统可利用特制的大转子部外侧支持板,重建转子部外侧壁,从结构上延长了DHS钢板在外侧固定的长度,在力学上则使得结合点的应力分散或转移,并增加DHS外侧张力带的作用,减少了股骨矩处的压应力,从而达到可靠的内固定。2007年9月至2009年4月,作者利用带转子护翼钢板(trochanter stabilizing plate,TSP)护翼DHS内固定系统治疗32例累及大粗隆的不稳定性转子间骨折,获得了较满意的疗效,现报道如下。
1 资料与方法
1.1 一般资料
本组32例,男13例,女19例;年龄67～92岁,平均82.3岁。致伤原因:跌伤29例,车撞伤3例。骨折按Evans-Jensen分型,ⅢB型15例,Ⅳ型17例,均为新鲜闭合性骨折。单纯股骨粗隆间骨折27例,合并有其他部位的骨折5例。均合并不同程度的内科疾病,心脑血管疾病26例,高血压24例,支气管炎17例,糖尿病15例。伤后至来诊时间3 h～4 d,平均2d。手术均在1周内进行。
1.2 治疗方法
1.2.1 术前准备
患者入院后不行患肢牵引及钉子鞋固定;完善术前各项检查,对心肺功能进行评估,及时请内科和麻醉科医师会诊,综合评估患者耐受手术情况,并积极治疗合并症,将内科疾病控制在理想状态(如合并糖尿病、高血压患者,术前血糖控制在10 mmoL/L以下,血压控制在160/100 mm Hg以下,Hb纠正至80 g/L以上,术前注意备血)。手术前1天起塞来昔布超前镇痛;手术一般在伤后1周内(3～7 d)进行;术前30 min开始静脉应用抗生素。
1.2.2 手术方法
手术在持续硬膜外麻醉或全麻下进行。患者仰卧于手术牵引床上,臀下轻度垫高,患肢适当外展内旋位固定,在C型臂X线机监视下闭合复位至满意。在股骨大粗隆外侧作长约8 cm的纵行切口分离暴露,取大转子下2～3 cm为进针点,借助135°导向器向股骨头方向打入导针至股骨头颈内软骨下0.5 cm。股骨颈正侧位透视,证实导针方向正确后,测深并选择合适长度的滑动螺钉,再钻入一平行带螺纹的克氏针稳定骨折端,沿导针钻孔并攻丝(骨质疏松明显者不攻丝),拧入DHS螺钉,安装DHS钢板,套入合适的大转子护翼钢板,将大转子复位,使板和股骨外侧皮质相贴,并保证TSP的近端匙形部分贴合在大粗隆表面,当TSP的钉孔与钢板孔对齐后,用螺钉将DHS钢板固定于股骨干上。确保矢状面和冠状面都紧密相贴后,再次用折弯器将TSP板近端塑形,不要使它在阔筋膜张肌下突出太多,避免软组织刺激,用4.5 mm的皮质骨自攻螺钉将TSP板近端固定于大转子上。透视确认固定稳定后,依次关闭伤口,切口留置负压引流管(见图1～2)。术中平均出血200 mL。
1.2.3 术后处理
术后不用外固定,负压引流48 h,应用抗生素48 h预防感染,低分子肝素5～7 d预防下肢深静脉血栓形成,降钙素抗骨质疏松,并继续内科治疗;所有患者术后留置镇痛泵或口服塞来昔布镇痛,麻醉苏醒后即刻进行股四头肌等长收缩训练,第2天进行抬腿屈膝活动,1周后扶双拐不负重下床活动,6周左右扶双拐部分负重,3个月左右完全负重。对术中骨折复位欠佳者,部分和完全负重时间也应相应推迟,但嘱患者在床上行股四头肌收缩训练和抬腿屈膝活动。术后6周、3个月、6个月及12个月随访摄片并给予评定及指导锻炼。
2 结果
30例病例获得随访,随访时间4～22个月,平均12个月。围手术期期间,死亡1例,有6例患者出现并发症,尿路感染1例,肺部感染1例,下肢深静脉血栓1例,应激性溃疡2例,髋内翻畸形1例。1例92岁老太术后第6天肺栓塞死亡,其余并发症经治疗后均痊愈。截止最后随访时,29例患者X线片均显示骨性愈合,Harris患髋关节评分优20例,良6例,可2例,差1例,死亡1例,优良率86.7%。
3 讨论
3.1 老年不稳定型转子周围骨折手术方式的选择不稳定型股骨转子周围骨折是老年人群中常见的骨折类型,约占股骨转子间骨折的1/3,此类骨折保守治疗死亡率高,手术治疗术后失败率高,一直是临床治疗难点。为减少长期卧床等造成的一系列严重并发症,目前公认在能耐受麻醉和手术的前提下均主张尽早手术治疗[4,6]。目前股骨转子间骨折常用的内固定有两大类,一是以DHS为代表的髓外固定系统,二是以Gamma钉、股骨近端髓内钉及近年兴起的股骨近端防旋髓内钉为代表的髓内固定系统。对稳定型的股骨转子周围骨折,即EvansⅠ、Ⅱ型骨折手术方式的选择上,目前学者们基本达成共识,认为DHS内固定与髓内固定在疗效上无明显差异,因DHS手术操作相对简单,时间短,术后恢复快,临床应用相对广泛[1,4];但由于DHS内固定系统对抗扭转应力差,且不能防止轴向的短缩移位,而髓内固定系统其主钉位于扩髓后的髓腔内,负荷传导为内膨胀挤压式,使股骨内外侧均承受较大应力,提高骨折内固定的整体稳定性,因此对于EvansⅡ型以上的不稳定转子周围骨折,髓内固定较DHS固定系统有更多的优势[4,5,6];而对于高龄尤其是伴有股骨近端严重骨质疏松、粉碎移位明显或骨缺损的患者,行骨折内固定失败率高,故为减少因长期卧床和彻底避免内固定失败等并发症,使患者尽快地恢复负重功能,减少并发症,直接行人工关节置换可获得满意的疗效[10]。
3.2 DHS复合TSP内固定系统的特点及应用价值本研究所用内固定材料均为进口通用产品。TSP转子支持钢板近端近似圆形,呈勺状,稍加塑形后以紧贴大转子表面,其原理是转子支持钢板连接于DHS钢板近端,连接后由螺钉与原钢板一起固定于股骨上,近端三个孔呈品字型排列,设计者利用支持钢板与股骨大转子外缘相抵触以阻挡股骨大粗隆外移。通过螺钉改变方向将股骨头颈部维持固定,防止股骨头颈都外移。DHS螺钉、支持钢板及钢板上的螺钉三者形成一个稳定的“三角形”固定结构,从而防止过度嵌插及滑移的发生,可显著提高抗髋内翻能力,部分弥补了股骨矩的不完整[7,8,9]。
EvanⅢB、Ⅳ型骨折均为累及大转子的不稳定型转子周围骨折。大粗隆处主要为松质骨,血运丰富,是髋旋转肌群及臀外展肌群的止点,并构成承受张力的股骨颈外侧骨小梁系统,对保持骨盆前倾及髋关节功能具有重要作用。因此对股骨大转子的良好复位,保持粗隆部完整性,可恢复股骨上段完整的负重系统,维持髋关节稳定。大转子骨折后,股骨外侧壁完整性一定程度上被破坏,传统DHS内固定系统难以克服随着应力传导导致的股骨大转子碎片向外移位和小粗隆缺损以及非稳定性头颈旋转,而带TSP护翼钢板的DHS内固定系统可利用特制的大转子部外侧支持板,重建转子部外侧壁,从结构上延长了DHS钢板在外侧固定的长度,在力学上则使得结合点的应力分散或转移,并增加DHS外侧张力带的作用,减少了股骨矩处的压应力,从而达到可靠的内固定[7,8,9]。本组患者利用带TSP护翼DHS内固定系统治疗32例EvansⅢB、Ⅳ型骨折,获得了较满意的疗效。
对EvansⅢB、Ⅳ型不稳定型转子间骨折亦可选用股骨近端髓内钉固定,但对梨状窝已不完整的四部分骨折的E-vansⅣ型骨折,手术需要更高的技术要求。髓内固定系统目前价格相对昂贵,且股骨近端髓内钉的应用具有一定的学习曲线,对熟悉DHS植入的医生而言,选择前者对高龄患者或许更有利。
综上所述,带TSP护翼DHS内固定系统能重建转子部外侧壁,有效阻挡大转子外移,设计合理,固定牢靠,操作简单,是治疗累及大转子的老年不稳定型转子周围骨折的理想方法之一。围手术期的详细检查和积极处理是保证手术开展、减小并发症的关键。对于一些复位不佳的复杂骨折,过分追求解剖复位会增加高龄患者的风险,固定后早期功能锻炼并适当推迟负重也是取得成功的关键。
参考文献
[1]Sienkiewicz D,Golec E,Nowak S,et al.Pertrochanteric femur fractures-evaluation of distant functional outcomes of operative treatment using dynamic hip stabilizer[J].Przegl Lek,2008,65(1):32- 36.
[2]Parker MJ,Handoll HH.Extramedullar fixation implants and external fixators for extracapsular hip fractures[J].Database Syst Rev,2006(1): CD000339.
[3]Ho M,Garau G,Walley G,et al.Minimally invasive dynamic hip screw for fixation of hip fractures[J]. Int Orthop,2009,33(2):555-560.
[4]Mnif H,Koubaa M,Zrig M,et al.Elderly patient's mortality and morbidity following trochanteric fracture. A prospective study of 100 cases[J].Rev Chir Orthop Traumatol,2009,95(7):609-615.
[5]王鹏建,张超,阮狄克,等.股骨粗隆间骨折的外科治疗策略及疗效分析[J].中国骨与关节损伤杂志, 2008,23(12):969-971.
[6]Loubignac F,Chabas JF.A newly designed locked intramedullary nail for trochanteric hip fractures fixation: results of the first 100 Trochanteric implantations [J].Rev Chir Orthop Traumatol,2009,95(2): 139-144.
[7]Babst R,Renner N,Biedermann M,et al.Clinical results using the trochanter stabilizing plate(TSP): the modular extension of the dynamic hip screw (DHS) for internal fixation of selected unstable intertrochanteric fractures[J].J Orthop Trauma,1998, 12(6):392-399.
[8]Lindskog DM,Baumgaertner MR.Unstable intertrochanteric hip fractures in the elderly[J].J Am Acad Orthop Surg,2004,12(3):179-190.
[9]Gupta RK,Sangwan K,Kamboj P,et al.Unstable trochanteric fractures:the role of lateral wall reconstruction [J].Int Orthop,2010,34(1):125-129.