电动增压器范文

2024-06-25

电动增压器范文（精选5篇）

电动增压器第1篇

关键词：柴油机,电动增压器,参数设计

0 引言

小型农用运输车在起步、重载荷爬坡和田间作业等过程中,由于载荷的突然增加,使得发动机临时功率不足,甚至出现冒黑烟现象。要改善这种状况,有两种方法;一是更换大功率柴油机;二是临时提高原有柴油机输出功率。前者虽能解决问题,但会增加燃油消耗,且更换柴油机费用较高。相对而言,后者更方便灵活,容易实现。要临时提高柴油机输出功率,最好的办法就是对柴油机进行进气增压。进气增压可使得气缸充气量增加,燃油燃烧充分,从而使得输出功率增大。为此,设计一临时增压装置,给发动机临时增压,达到柴油机临时输出功率增大的目的,并期望降低发动机有害气体的排放[1]。

1 设计原则及依据

1)根据小型柴油机临时增压的特点,为克服临时功率不足、冒黑烟等问题,增压后柴油机的功率提高不能过大,否则将影响原柴油机的性能,降低柴油机的寿命。

2)对小型柴油机进行增压实验研究,在实验的基础上确定增压系统的主要参数。

3)根据理论分析和实验研究,增压系统的增压比为1.02～1.10,转速12 000～20 000 r/min,增压后柴油机功率提高10%较为合理。

2 增压器主要参数设计

2.1 增压器选型

增压器一般有罗茨式和离心式两种。在临时增压时,由于离心式增压器叶轮与蜗壳内壁不接触,故寿命长,故障率小,结构简单[2],因此采用离心式压气机。驱动部分用启停方便的低压高速电机,采用开关控制,通过调节电机转速来实现增压器与不同柴油机的匹配,达到临时增压[3]以及增压器的宽适应目的。

2.2 设计参数确定

依据试验得知:增压比过低,增压效果不明显,且会影响到发动机正常的功率输出;增压比过高,虽然能明显提高发动机功率,但按常压发动机设计的机体等零部件有可能发生永久失效,甚至发生机械事故,故取定压气机增压比为πc=1.08。

因小型柴油机功率范围为8.8～17kW,本次按照13.2kW柴油机确定空气流量。

为保证增压后发动机有良好的扭矩特性(扭矩系数k≥1.15),将设计点选在n=2 000r/min,要求Ne=14kW(原发动机Ne=13.2kW,功率增幅6%),油耗ge≤244.8g/kW·h。

最终取定空气流量为Gc=0.023 6kg/s(0.015～0.030)。

3 压气机叶轮参数确定

为防止发生回流,应使流量系数为φ2r≥2π/zc=0.26(0.20～0.35),取叶片数zc=24(一般为16～30)。按斯托陀拉的公式,计算后弯叶片功率系数为

undefined

式中 β2B—构造角,取β2B=60°。

叶片出口宽度,计算公式为

undefined

式中 γ2—叶轮出口气体比重,取γ2=1.64kg/m3;

C2r—叶轮出口气流径向分速;

D2—工作轮外径;

τ2—叶轮出口阻塞系数。

等熵压缩功undefined

式中 k—等熵指数,取k=1.429;

R—气体常数,取R=287kg·m/K·℃;

T0—室温,取T0=293.15K。

取压头系数undefined[4],则工作轮外径圆周速度为

undefinedm/s

工作轮进口前气体温度为

undefinedK

工作轮进口前截面积为

undefined=5.446cm2=544.6mm2

其中,进口空气压力P1=95 725Pa

工作轮外径为

undefined51.73mm

式中,undefined(0.2～0.35),undefined。

如果叶轮轮径取51.73mm,那么压气机转速需达到30 000r/min多,而直流电机要达到这么高的转速比较困难。考虑转速和轮径关系,取D2=135mm。则压气机转速nc=60u2/πD2=13 687r/min,导风轮进口外径为D1H=D2(D1H/D2)=135×0.5=74.25mm。取D1H=75mm,取叶轮出口阻塞系数τ2=0.96[4],取出口气体比重γ2=1.64kg/m3,那么叶轮出口叶片宽度undefined=11.43mm,取 b2=12mm。

叶轮轴向长度的确定:叶轮采用悬臂结构, 选Bc/Dundefined=0.30[4], 取 Bc=40mm。

3.1 压气机功率计算

对于后弯叶片叶轮,则

undefined[4]

式中 φ2u∞—叶片形状影响系数,undefined

c2u∞—无穷多叶绝对速度c2∞圆周分量;

φ2u—周速系数,φ2u=c2u/u2=μ=0.86;

α—工作轮摩擦系数,α=0.05(0.025～0.07)。

经计算得Nc=GcLc/75=0.273kW[4],取Nc=0.28kW 。

3.2 扩压器设计

扩压器的作用是将气流速度减低,增加气体静压力。因为气体在扩压器内进行扩压流动,且气流速度高,所以扩压器内流动损失较大。本次采用无叶扩压器进行设计,其结构简单,性价比高。

3.2.1 无叶扩压器出口直径

D3=(D3/D2)D2=1.7×135=229.5mm

(D3/D2=1.3～1.7[5])

3.2.2 无叶扩压器进口直径

D′3=D2+2×2=139mm

3.3 压气机蜗壳设计计算

蜗壳的横截面(子午截面)形状一般有圆形、矩形、梯形和梨形,而最常用的是圆形截面。

蜗壳形状主要有两种,即蜗牛形的和圆筒形。二者比较,圆筒形集气器的出口位置可任意布置,总布置的灵活性大;蜗牛形蜗壳的最高效率稍高,且外形尺寸能大为缩小,可使得压气机紧凑小巧。因此,最终选不对称圆截面蜗牛形蜗壳,可实现小型化和高效率的目的。设计计算如下。

3.3.1 蜗壳型线的确定[4]

rs=r4+rφ (1)

因只用无叶扩压器,故截面位角为

undefined (2)

在φ°处的外半径为

rc=r4+2rφ (3)

3.3.2 平均速度

cm=(0.7～0.8)c3=0.7c3=36.72m/s

3.3.3 蜗壳截面积

undefined

由于γ4=1.17kg/m3 ,故 rφ=13.23mm。

考虑与柴油机进气管匹配,取进气管最大(出口处)rφ=22.5mm(实测进气管与空滤器接口内径),则其他rs,rφ,rc由rs,rφ取特值,带入式(1)～式(3)中确定,则实际蜗壳截面积为

F′c=πrundefined=3.14×22.52×10-6=16.62×10-4m2

故在蜗壳内可进一步提高进气压力。最终确定增压器需要功率为0.28kW,转速为13 687r/min。

另外,也有人曾在公交车用柴油机上做临时增压实验,发现安装电动增压器后性能得到明显改善,微粒排放、烟度排放和气体排放量降低,燃油消耗率下降,输出扭矩增加。道路实验也表明,电动增压器能有效消除车辆加速过程中冒黑烟情况,并能显著提升发动机的动力性[2]。

4 结语

1)根据小型柴油机临时增压的特点,在实验基础上结合理论分析,确定了增压系统主要参数。

2)选用离心式压气机,并对压气机叶轮和扩压器结构参数、功耗等相关参数进行了设计计算。

3)本设计为小型柴油机临时增压的研究开发和使用推广奠定了一定基础。

参考文献

[1]倪计民.内燃机[M].上海:同济大学出版社,1996:12-30.

[2]杨建军,徐元利,刘小平,等.消除柴油机冒黑烟的电动增压器的设计[J].天津大学学报,2008,41(10):1219-1224.

[3]姚春德,周红秀.柴油机加速过程快速补气的电动增压器设计及其特性[J].机械工程学报,2006,42(6):184.

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[5]朱大鑫.涡轮增压与涡轮增压器[M].北京:机械工业出版社,1992:8-56.

[6]邱宣怀.机械设计(4版)[M].北京:高等教育出版社,1997:290-314.

[7]吴宗泽.机械设计手册(3版)[K].北京:高等教育出版社,2006:36-42.

电动调压器通用检验标准第2篇

一、总则

规范我司电动调压器的入厂检验要求和接收质量标准，保证我司电动调压器产品的质量。

二、范围

适用于电动调压器的进货检验，可用于电动调压器的存货送检，返修送检，生产复检等验收标准。

三、检验项目 3.1 附件检验

3.1.1附件资料包含检验报告、合格证，检验报告要真实有效（签字盖章）（JB8749-1998;8.5）；

3.1.2每批次必须有采购单，且供货规格型号，数量要符合清单要求（JB8749-1998;8.5）； 3.1.3其他附件需求参照采购协议或采购单据。

3.1.4所有附件（含资料和配件）必须符合相应的标准或技术要求，即资料齐全，内容有效；配件外观符合要求，性能正常（JB8749-1998;7.3.1）。

3.2 外观检验

3.2.1 调压器的铸件，焊接件，外漏部分的外壳及非切削加工表面应无显著毛刺，紧固件在装配过程中不应有毛口（JB8749-1998;6.1.7）；

3.2.2 调压器的金属零，部件表面应有防锈覆盖层（JB8749-1998;6.1.7）； 3.2.3 调压器的外表面涂层应光泽，平整，均匀（JB8749-1998;6.1.7）；

3.2.4 对调压器的整机，附件等进行全面检查，调压器整体无变形，无划伤，调压器的引出线和端子，接地端子，应正确，完好，符合本身质量及整机配套的要求（JB8749-1998;7.1.3）；

3.2.5接地端子的要求：调压器的铁心（环式除外）和外壳应在电气上相互连接到接地端子上，接地端子采用不受侵蚀的黄铜制成，否则必须有有效抗腐蚀的表面处理

（JB8749-1998;6.13）。

3.3 尺寸检验

所检验物料的外形尺寸、固定孔位臵及尺寸、出线端子排位臵等尺寸应符合该调压器的外形尺寸图或《柱式调压变压器尺寸对照表(1-1)》中的尺寸要求。

3.4 操动机构试验

3.4.1 在调压器不通电单独给电机通电的状态下，通过手动按钮调节，传动机构应能转动灵活，轻重均匀，齿轮间或涡轮，涡杆咬合良好，当调到极限位臵时，限位开关应能准确动作，调压按钮失灵。（JB8749-1998;7.3.6）；

3.4.2 在调压器空载运行状态下，通过电动调节。调压器按照标牌所示方向升压或降压，当电压升至最大或者降到最小时，限位开关应能立即切断伺服电动机电源（JB8749-1998;7.3.6）

3.4.3 使稳压器处于空载，稳压运行状态下，当输入电压在规定范围内升压或降压变化时，输出电压应能调整到稳压精度范围内，同时检查电压调整范围，且确认各保护环节应能正常工作（JB8749-1998;7.3.6）。

3.5 空载试验

使稳压器处于空载，稳压运行状态下，当输入电压在规定范围内升压或降压变化时，输出电压应能调整到稳压精度范围内，同时检查电压调整范围，且确认各保护环节应能正常工作（JB8749-1998;7.3.6）。

3.5.1 空载电流：使用万用表测试输入端电流，并记录在报告内。

空载电流范围要求：柱式/盘式：空载电流≤额定电流的5% 3.5.2 空载损耗测试：通过测试平台进行测试，记录显示的数据在报告内，接受标准：

柱式：空载损耗≤额定容量的5%

盘式：空载损耗≤额定容量的5% 3.5.3 输出极限值测量：空载时测试调压器输出电压最小值和最大值，柱式：输出电压：0V ~210V（输入电压220V）或0V~220V（输入电压230V），稳压精度5%；

盘式：输出电压：220V±5%或230V±5%。注：1.空载电流和空载损耗测试同步测量。3.6 均流测试（盘式调压器适用）

多盘并联输出时，均流用平衡电感的电感量要保证盘间的输出电流不均衡度小于5%（额定输出电流时）3.7 安全性能 3.7.1 绝缘电阻：

使用耐压仪对被测变压器的线圈间、线圈与铁芯间施加1000VDC电压，历时10s绝缘电阻应≥500MΩ。（JB8449-2002）3.7.2 抗电强度：

使用耐压测试仪对被测变压器的线圈间、线圈与铁芯间施加3000V/50Hz的交流电压，历时10s，漏电流应≤10.0mA，试验期间不应出现击穿、飞弧、冒烟等现象（JB8749-1998和技术加工要求）。3.8 温升试验

3.8.1 直接负载法：自动调压器电刷处于电压下限值，输入电压为额定值位臵。输出端接额定负载电阻，于输入端施加额定频率的下限输入电压，调节负载电阻使输出电流等于额定值(适用于小功率调压器)（符合目前我司采用）。（JB8449-2002;7.3.18）

3.8.2相互负载法: 这是一种较好的应予优先采用的试验方法，本方法适用于有两台同样规格调压器可供使用的情况。将两台相同规格调压器（一台为被试，一台为辅助）输入端并联，输出端开路，于输入端施加额定频率的额定输入电压，并将两台调压器的空载输出电压调节到规定位臵，检查其极性和相序必须一致。然后切断调压器电源，使两台调压器输出端对接，于输入端

再次施加额定频率的额定输入电压，通过降低辅助调压器的输出电压，使被试调压器的输出电流达到额定值。当监视点温升稳定后，记录冷却空气温度和监视点温度。然后切断电源并立即测量绕组热态电阻(JB8449-2002;7.3.18)。温升=测量温度-环境温度

温度要求：满载运行2小时，最高温度低于110℃。注：新品入厂需要做温升实验；

常规产品温升实验由厂家提供温升实验报告，常规产品每半年做一次温升实验（每种规格抽检一台）。

3.9 噪音检查

调压器整个试验过程中，没有异常声音发出。

四、检验规则

4.1 检验规范：全检。4.2 缺陷分类及可接受处理方式

A类：单位产品的极重要特性不符合规定，或者单位产品的质量特性极严重不符合规定。（例如：耐压、漏感、绝缘电阻、空载损耗、噪音等电气性能指标不符合要求的调压器）。此类调压器必须退回整改，重新测试，不接受紧急放行，重检合格后才能使用。

B类：单位产品的外观质量特性不符合规定，或者单位产品的附件（可用零部件）质量特性不符合规定。此类调压器判退，限期供应商整改，重新送检，可接受紧急放行。

C类：单位产品的一般质量特性不符合规定，或者单位产品的非质量特性轻微不符合规定（例如：标识、报告等）。此类调压器判退，限期供应商整改，重新送检，可接受紧急放行。

4.3 各类不良的处理措施

A类缺陷按退货处理，并要求供应商做出纠正预防措施；

B类缺陷为进行退货处理，累计两次以上做出纠正预防措施，；

C类缺陷判定NG，IQC与供应商进行协商处理，整改完毕后再次送检,仅检验补充的文件等，累计3次以上归为A类缺陷。

4.4 型式检验

型式检验是对原材料各项质量特性进行的全面检验，用以评定原材料质量特性是否全面符合规定的要求。

4.5 有下列情况之一时，应进行型式检验。——新器件首次批量供货；

——材料、结构、工艺等有较大改变时； ——长期停止供货、恢复供货时； ——定期进行的周期性检验。4.6 检验有效期

规定检验的有效期，调压器类产品的有效期为一年，库存时间超过一年的调压器类产品应作复检处理，重新出具检测报告和粘贴判定标签。五：质量记录

LDC/QR-PB-54《调压器进货检验报告》六：文件引用

JB8749-1998《调压器通用技术要求》 JB/T8449-2002《柱式自动调压器》

小型柴油机电动增压装置造型设计第3篇

结合小型柴油机临时增压的需求,参考技术成熟的离心式和罗茨式增压器,进行本增压装置造型设计。要求在发动机临时增压和自然吸气工况时,发动机都能良好的工作。一方面解决发动机临时功率不足的问题,同时也可降低发动机有害气体的排放[1],且不影响发动机自然吸气工况的输出功率。

1 设计方案的确定

通过提高发动机的有效进气压力,可提高发动机输出功率和扭矩。要提高进气压力,一般可通过废气涡轮增压、机械式增压或者复合式增压来实现。

第1种方式的出口压力可达140～300kPa,甚至可达500kPa,但是用在单缸柴油机上就会使结构变复杂,并不适合临时增压用,多用于大、中型增压发动机上。

第2种方式转速特性线较陡,增压比及压气机转速均受曲轴转速限制,运转时需要消耗部分发动机功率,且响应过程有滞后性。

第3种方式是利用激振频率和空气自振频率相同来产生一阶共振,用共振的能量增加充气效率。这种增压系统能使内燃机在最大扭矩时达到最佳充气性能,同时还能提高低速扭矩,结构也比较简单。但这用在多缸柴油机上容易,对于单缸柴油机,复合增压就较难实现。

考虑到小型柴油机临时增压要求增压比不高、响应需及时的情况,参考涡轮增压装置,选用涡轮增压中的单级离心式压气机,直流高速电机做独立驱动马达。采用Pro/E三维建模的方法,对压气机部分进行优化、简化设计,并做动态仿真,使整套装置结构简单、合理。

1.1 压气机各部件的分析选择

1.1.1 进气道选择

压气机进气道一般有3种[2]:

1)轴向进气。这种进气道进气均匀、流动阻力损失小、结构简单。

2)径向—轴向进气。因气流在进气道中转弯,会造成进气口气流不均匀,流动阻力损失较大。

3)弯管进气。气流在进气道中流动损失较大。

笔者设计了一种小型增压器,要求流动损失尽可能小、结构简单,故选择轴向进气道。

1.1.2 工作轮选择

工作轮一般由导风轮和叶轮组成,有的将二者分开制造,有的则做成一体。分开制造会使得叶轮结构工艺简单,但会使得蜗壳结构变复杂,刚性下降。整体式制造叶轮制作工艺复杂,但结构紧凑,工作性能好,而且会使压气机整体尺寸减小。故本次选用导风轮—叶轮一体式工作轮,将叶轮进口部分叶片做成扭曲状[3]。

按照造型不同,工作轮分为4类:

1)闭式。具有轮盖和轮盘,构成叶片间封闭流道。摩擦和流动阻力损失小,叶轮效率高,但结构复杂,制造困难,强度较差。

2)半开式。无轮盖,叶道有一面是敞开的。摩擦和流动损失较大,叶轮效率较闭式的低,但结构简单,强度也较高。

3)开式。其叶道两边敞开,摩擦和流动损失最大,叶轮效率最低,同时叶片刚性差,容易引起振动。

4)星型。介于半开和开式叶轮之间的一种型式,为了减少叶轮质量,在叶轮外缘对称地去掉一部分,减小了应力,且可承受较高转速。

工作轮按照叶片型式分为前弯叶片叶轮、径向叶片叶轮和后弯叶片叶轮。

前弯叶片叶轮能传递给空气以较多的能量,但其空气压力的提高,大部分在扩压器和蜗壳内完成,效率低,强度较差,能承受的圆周速度较低。

径向叶片工作轮强度和刚性最好,能承受较高的圆周速度,故可获得高的增压压力,但效率居中。

后弯叶片工作轮传递给空气的能量较少,然而空气压力的提高大部分是在叶轮内完成的。同时,工作轮出口处的气流较均匀,因此流动损失较小,叶轮效率较高。

本次设计增压器要求临时增压,压力提高需及时,故选后弯叶片进行设计。

工作轮按叶片长短分为全长叶片和长短叶片叶轮:全长叶片叶轮进口流动损失小,但小直径叶轮进口处气流阻塞较严重;如果选用长短叶,则可大大改善叶片阻塞[3]。

结合实际需要,选用长短叶、半开、后弯式叶轮进行设计。

1.1.3 扩压器选择[3,4,5,6]

扩压器一般有无叶和有叶两种。无叶扩压器结构简单,多用在小型增压器上。因此,本次选用无叶扩压器。

扩压器进口宽度为b2,出口宽度为b3。按其进、出口宽度不同,有两侧壁扩张、平行、收敛3种型式。

考虑制造、通用性及经济性等问题,选两侧壁平行型无叶扩压器,其扩压能力和流动损失介于两侧壁扩张和两侧壁收敛型之间。

1.1.4 压气机蜗壳设计选型[3]

蜗壳结构如图1所示。蜗壳横截面(子午截面)形状一般有圆形、矩形、梯形和梨形如图2所示。

蜗壳形状有蜗牛形和圆筒形。圆筒形集气器出口位置可任意布置,其气流输出特性较平缓;但蜗牛形蜗壳最高效率稍高,且外形尺寸能大为缩小[5]。

综合以上分析,选用蜗牛型圆形截面集气器进行设计。

1.1.5 扩压器与蜗壳结构设计

二者的配合,有两种方案可供选择:

1)将扩压器同集气器同体制造,如图3所示。

2)将扩压器同集气器分开制造,如图4所示。

第1种方案:将扩压器同蜗壳铸成一体,然后在端盖上联接电机。这种造型结构紧凑,气密性好,但制造工艺复杂。

第2种方案:将蜗壳与扩压器分开制造,利用蜗壳与端盖之间的垫片适当调整扩压器间隙。虽整体尺寸稍大,但装配及维护方便,扩压能力可进行微调,制造工艺简单。

经分析比较,选择第2方案进行结构设计。

1.2 短路支管设计

由于是临时增压,故蜗壳上需设计一支管,为柴油机常压工作供气[7,8]。

经研究,有两种轨迹曲线可供选择:

1)抛物线轨迹。指物体在空中飞行只受重力作用时扫过的轨迹。该曲线在几何光学和力学中有重要应用,但流体运动方面没有应用。

2)阿基米德螺线。从物理的角度来说,阿基米德螺线是匀速直线运动和匀速圆周运动的合成。

由于匀速可使气流阻力减小,变向可引导气流顺利进入气缸。故最终选用阿基米德螺线作为进气支管的轨迹曲线,(见图5),以达到减小进气阻力,提高压气机效率的目的。其轨迹方程(笛卡尔坐标系)为

a=5.5 theta=t×31

r=a×theta z=125-105×t-2(t=0～1)

2 蜗壳、叶轮材料选择

因叶轮为高速转动部件,为进一步减小叶轮转动惯量,减小其运转过程中的振动,缩短临时增压动态响应时间,本次选用非金属材料加工制造试验机。查文献[6],叶轮用尼龙1010(40%玻璃纤维加强),蜗壳用聚碳酸酯(增强)。因为它们不但强度高,而且透光率可达89%,便于观察内部工作情况。其综合物理力学性能如表1所示。

以往通常用铝合金做叶轮材料,用铸铁制造蜗壳和端盖,材料分别为铝合金ZAlZn11Si7和HT200([5]P33表2-16和[5]P25表2-3)。

3 电动机选择

电机的选择需按照增压器所需功率来进行匹配。功率选择过大会使得电机工作因数下降;过小会使增压器达不到设计转速,不但达不到增压目的,甚至还会影响柴油机正常工作,使柴油机输出功率达不到自然吸气工况下的输出功率。

由于农用车都用铅蓄电池供电,故本次选用高速无刷变频调速电动机,它由高速变频电机和控制电路组成。因此,可以利用这种电机无级调速的性能,实现对同一发动机不同增压比增压的目的,从而实现增压器与发动机最佳增压比匹配。同时也可以实现同一增压器与不同功率发动机的匹配,达到增压器宽适应性的目的。

综合考虑以上情况,选用江苏昆山飞思电机控制技术有限公司生产销售的型号为FS-EM480A/B/C电机,参数为480W,24V,24 000r/min的直流无刷高速电机,通过调节电压来控制其转速,达到控制增压器压比的目的。

电机参数如表2所示[9]。

1.电机的U,V,W 及霍尔错误的连接会导致电机或驱动器损坏,请确保电机的U,V,W 及霍尔要和驱动器的U,V,W 及霍尔对应连接;

2.本产品采用接地电源给系统供电,在系统上电前请检查各电源工作是否正常,断电1 min后才能进行底板检查或更换保险管。

4 结论

1)根据小型柴油机临时增压的要求,确定了离心式压气机增压的方案,选用高速电机驱动;

2)应用Pro-E软件做三维建模,并进行运动仿真和干涉检测,使其结构简单合理;

3)充分考虑装置经济性,在满足使用要求的前提下,从材料、零件的加工制造等方面分析,设计了质量小、成本低、实用性强的增压装置。

摘要：小型柴油机电动增压装置由离心式压气机和低压直流高速电机组成,通过调节电机转速,实现增压比的变化。压气机叶轮采用长短叶相间的后弯半开式结构,配合小巧的变截面蜗壳构成压气机系统;旁通气道采用阿基米德螺线为型线,实现增压与自然吸气气道的切换。为此,应用Pro/E对各零件进行三维建模,并做动态仿真和干涉检测,以设计出结构合理的整机系统;压气机材料用轻巧坚固的工程塑料。系统具有结构简单、质量小、成本低和适用范围宽的特点。

关键词：电动增压器,半开后弯叶轮,变截面蜗壳,三维建模

参考文献

[1]倪计民.内燃机[M].上海:同济大学出版社,1996:12-45.

[2]朱梅林.涡轮增压器原理[M].北京:国防工业出版社,1982:45-112.

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[5]吴宗泽.机械设计手册(3版)[K].北京:高等教育出版社,2006:2-15.

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电动增压器第4篇

1 电气原理

三级启动电气原理见图1, 电动机启动工作特性见图2。

工作原理:启动时, 自耦变压器35%的绕组抽头串入主接触器1KM、2KM和定子绕组电路中, 作电抗补偿启动, 电抗器上有压降, 加在电动机上的电压降低, 启动电流由2Ie减小至0.35Ie、转速达到0.5ne时合上4KM, 此时利用自耦变压器二次启动进行升速, 第二次启动电流瞬间再次由2Ie减小至0.35Ie、转速达到0.8ne时合上3KM, 电动机为全压运行, 第三次瞬间启动电流从1.6Ie缓慢降至0.35Ie, 电动机以ne运行, 至此整个三次启动平稳地完成。在三级启动中, 电动机获得了三次大的启动力矩, 启动电流却逐级变小, 达到了有足够大启动力矩、相对启动电流小的安全启动目的, 克服了大功率鼠笼式电动机大负荷启动困难的问题。实际调试运行中, 根据电动机负载容量的大小, 通过继电器KT的时间调整 (开始启动到电流不再上升为间隔时间) , 并参考电流和电动机转速, 来完成启动过程。

2 应用实例

2.1 用于高温风机

高温风机710kW的鼠笼式电动机型号Y450-4, 额定电压6kV、额定电流84A, 系统供电变压器容量为1 000kVA, 电源主回路运行电流650A。以前使用的是串入电抗器降压启动, 启动电流峰值高达320A, 电压压降超过10%额定电压, 由于供电系统变压器容量裕量不足, 对电网造成很大冲击, 导致许多机组低电压掉闸, 每次都得压限电才能正常启动, 对生产的正常安全运行带来极大影响。因此采用三级启动技术, 启动电流峰值170A, 电网压降小于5%, 实现了高温风机的软启动, 电动机及传动系统启动平滑, 无电气机械冲击, 提高了电动机及供电设备的寿命, 取得很好的运行效果和经济效益。

2.2 用于砂岩破碎机

砂岩破碎机主电动机原132kW绕线式电动机烧毁, 因没有配件应急使用型号Y315M2-4、160kW的鼠笼式电动机代替, 之前采用自耦变压器降压启动, 由于传动的是锤式破碎机大负荷, 启动电流峰值超过1 000A, 而系统供电变压器容量仅为800kVA, 电网压降超过15%额定电压, 启动非常困难, 甚至因启动加速时间过长, 致使过电流、低电压保护动作, 导致启动失败。使用三级启动技术, 启动电流峰值只有560A, 一次启动成功, 很好地解决了砂岩破碎鼠笼式电动机启动困难的问题。

3 结束语

电动增压器第5篇

关键词：直流/直流变换器,电动汽车充电机,3电平变换器,串联谐振,变压器钳位,零电压开关

0 引言

电动汽车充电机作为电动汽车充电设施的核心设备,在为电动汽车提供直流电能的同时,也会产生大量的谐波电流,对公共电网造成污染。为了消除和抑制谐波污染,很多充电机输入侧采用三相功率因数校正(PFC)技术,造成充电机直流/直流(DC/DC)变换器的直流侧电压高达700 V~800 V,甚至更高,这就增加了后级直流变换器开关管上的电压应力。为了解决这一问题,常采用以下2种方式。

1)采用耐压较高的绝缘栅双极型晶体管(IGBT)作为后级变换器的主开关管。

采用这种方式的特点是开关频率不高,变压器体积大,单台功率大,充电系统不适合多模块并联冗余。

2)采用2只开关管串联,使每只开关管上的电压应力为输入电压的一半。

采用这种方式可以用金属氧化物半导体场效应晶体管(MOSFET)作为变换器的主开关管,并结合软开关技术。目前该方式是实现高频化的主要手段。

第2种方式逐渐发展成为成熟的3电平软开关DC/DC变换器[1,2,3,4,5]。3电平软开关DC/DC变换器容易实现模块的高频化,单模块的功率密度高,体积小,便于电动汽车充电站充电系统进行多模块并联工作,但它通常需要额外的辅助元器件,如二极管、飞跨电容等,并且在其工作时输入分压电容需要交替进行供电,分压电容上的电压无法自动保持均衡,有可能造成开关管电压应力不均衡。

根据电动汽车充电站充电模块输入电压高、需多台并联的特点,本文提出了一种新的3电平电路拓扑,无需辅助元器件,对分压电容要求低,并且分压电容能自动均压。在高压场合,该电路原理能广泛适用于多种隔离的DC/DC变换器电路拓扑中。

1 变压器钳位电路拓扑

目前,电动汽车充电模块主要采用的电路拓扑是移相全桥变换器和串联谐振变换器2种。这2种变换器如果要降低开关管的电压应力都需要额外的元器件。本文提出的变压器钳位电路无论用在移相全桥电路还是串联谐振电路中均无需额外的元器件。图1给出了用于全桥变换器变压器钳位电路结构。图中:分压电容Ci1=Ci2,变压器绕组匝数N1=N2。变换器原边中点O上下2个部分电路完全对称,且MOSFET驱动脉冲时序相同,即Q1和Q5同时开关,Q3和Q7同时开关,Q2和Q6同时开关,Q4和Q8同时开关。

对于串联谐振变换器,比较常用的是不对称半桥变换器[6,7],图2给出了用于不对称半桥变换器变压器钳位电路结构。图中:4个主开关Q1,Q2,Q3,Q4串联连接,CX1,CX2,LX1,LX2,Lm1,Lm2构成串联谐振网络;Lm1和Lm2分别为变压器绕组的励磁电感;LX1和LX2为变压器绕组的漏感或外加谐振电感;ip1和ip2为变压器原边电流;is1和is2为变压器副边电流;Ci1=Ci2;CX1=CX2=CX3=CX4;LX1=LX2,Np1=Np2;Q1和Q3同时开关,Q2和Q4同时开关。

变压器副边整流方式可以采用全桥整流,如图1所示,也可以采用全波整流方式,如图2所示。

2 变压器钳位不对称半桥串联谐振电路的工作原理

变压器钳位的原理是利用变压器相同绕组上电动势相等的原理对相连的电路进行钳位。该原理在DC/DC变换器中实现方式是:将原边电路串联于变压器等匝数的绕组上进行级联,级联数为n(n=1,2,…),理论上可实现开关管上的电压应力为输入电压的1/n,但更多的级联使变压器的加工存在困难,难以保证每个绕组通过的磁通变量相等,绕组间的耐压处理困难。实际工程应用中,一般取n=2。

相比移相全桥变换器,串联谐振变换器工作电流近似正弦波,开关管容易实现零电压开关(ZVS),副边整流二极管自然关断,电压应力小。下面结合图2中变压器钳位3电平串联谐振DC/DC变换器进行分析。

图3是变换器的主要工作波形。为方便分析,假设对称部分的参数完全相等,原边电流ip1=ip2。图中:Vgs为开关管触发信号;VQ1,VQ2,VQ3,VQ4为Q1,Q2,Q3,Q4的电压;iD1和VD1为二极管D1的电流和电压。

变换器的一个开关周期可以分为6个工作阶段,根据图3可以看出,前半个周期内和后半个周期内的工作波形是对称的,工作过程类似。下面只分析半个周期的工作过程,即3个工作阶段,分别如图4所示的3个等效电路。

半个周期的工作过程描述如下。

1)阶段1:

在t0时刻,Q1和Q3同时开通。原边电流流过Q1,Q3,变压器原边绕组,该电流以正弦形式逐渐上升。副边二极管D1导通,变压器副边电压被钳住。原边谐振发生在CX1,CX2和LX1,LX2之间,流过Lm1和Lm2的励磁电流im1,im2线性上升。谐振电流(工作电流)并未从Ci1和Ci2上流过。开关管Q2上的电压VQ2等于电容Ci1上的电压,Q4上的电压VQ4等于电容Ci2上的电压。

2)阶段2:

随着原边谐振电流的下降和励磁电流的上升,在t1时刻两者相等,同时副边的电流下降为0。此时,副边二极管D1将因为电流过零而自然关断,几乎没有反向恢复的过程。二极管D1上的反向电压为输出电压Vo,二极管上的电压尖峰几乎为0。同时,输出电压不再对变压器钳位,那么Lm1和Lm2就成为自由的谐振电感,与LX1和LX2加在一起与CX1和CX2谐振。因为变压器自感Lm1和Lm2比较大,所以这个谐振周期要比前一个谐振周期大得多,故在这段时间内,原边电流可以看做近似不变。在这段时间内,分压电容Ci1和Ci2不参与能量转换,对开关管Q2和Q4起稳压作用。

3)阶段3:

在时刻t2,Q1和Q3同时关断,原边电流又被迫转移到Q2和Q4,对Q2和Q4的寄生电容放电,直至为0,接着Q2和Q4的寄生二极管导通。此时Q1和Q3上电压之和是输入电压。Q1上的电压为Ci1上的电压,Q3上的电压为Ci2上的电压,Q1和Q3上承受的电压是Vin/2。并且在t3时刻,Q2和Q4上的电压已经下降到0,为Q2和Q4的零电压开通创造了条件。这段时间谐振电流只在谐振电容、谐振电感及变压器上、下2个绕组间流过,分压电容Ci1和Ci2同样不参与。

变换器下半个周期的3个工作阶段与上半个周期的3个阶段类似,不再详述。其波形详见图3。从变换器的工作波形看,主开关Q1,Q2,Q3,Q4都工作在ZVS状态,并且每个开关的电压应力是输入电压的一半;副边二极管D1和D2工作在零电流开关(ZCS)状态,几乎没有反向恢复的过程,电压尖峰几乎为0。D1和D2的电压应力为输出电压的2倍,如果采用全桥整流,则每个输出二极管的电压应力等于输出电压。

上面的分析中假设变换器的上、下部分参数是相等的,并且驱动也对称。对于参数及驱动的不对称,变压器钳位电路能够自动调节,使分压电容上的电压趋向于相等,防止分压电容上的电压越偏越远,造成上、下开关管上电压应力不相等。

3 输入分压电容自动均压原理

所谓变压器钳位,是变压器原边绕组绕在同一磁芯上,如果绕组匝数Np1和Np2相等,那么绕组两端电压时刻保持相同,输入分压电容Ci1和Ci2上的电压被自动均压,分析如下。

不管是哪种电路拓扑,变换器工作主要分为3个阶段:①变压器原边向副边传递能量;②变压器原、副边电压为0或自由振荡状态(变换器处于零状态);③变换器原边电压转换(变压器原边电流对MOSFET寄生电容的充放电)。其中,第2和第3个阶段时间很短,因此,可忽略它对分压电容的影响。所以分压电容的电压是否能稳定取决于第1个阶段。

需要说明的是,采用变压器钳位工作原理的变换器,对于全桥变换器,为防止变压器偏磁,会在变压器原边串联隔直电容。如果隔直电容CX1和CX2初始电压不相等,假设CX1的初始电压VC1大于CX2的初始电压VC2,则输入电容Ci1对CX1的正向充电电流ip1的平均值比输入电容Ci2对CX2充电电流ip2的平均值小,反向充电电流则大,但两者总和相等。即输入电容Ci1和Ci2上的电压不受影响,而隔直电容CX1和CX2上的电压也会因充放电电流的不等最终趋向一致(如果所有参数相等的话,平均值为0)。

对于半桥电路及串联谐振变换器,电容CX1和CX2初始电压不相等会对输入电容Ci1和Ci2上的电压造成影响。以串联谐振变换器为例,同样假设CX1的初始电压VC1大于CX2的初始电压VC2,则Q1和Q3开通时,原边电流ip1的正向电流平均值比原边电流ip2小,下半个周期Q2和Q4开通时,原边电流ip1的反向电流平均值比原边电流ip2大,但下半个周期输入电容Ci1和Ci2不参与,最终由于正向充电、反向放电电流的不相等使CX1和CX2上的平均电压趋于一致(在参数完全相等的情况下,平均值为0)。由于Ci1和Ci2只在原边电流正向充电时参与,且ip1与ip2的正向平均值不等,即这个过程中Ci1和Ci2放电电流也不相等,结果造成输入分压电容Ci1和Ci2上的电压不相等。

假设由于驱动信号的不对称或上述原因使得输入分压电容中点电位受到扰动,波动量为ΔUO,变压器原边电压为Ep1,Ep2,副边电压为Es1,Es2,CX1和CX2上的平均电压趋于固定的电压值ECX1,ECX2,其值很小,相对于变压器原边电压为Ep1和Ep2可以忽略,则第1阶段等效电路可以等效成图5。

图5中,r1为对称电路上半部分开关管、导线、变压器总电阻;r2为对称电路下半部分开关管、导线、变压器总电阻;Ep为变压器端电压。

根据磁链守恒定律,有Ep=Ep1=Ep2=KEs1=KEs2。其中,

$Κ = \frac{Ν_{p 1}}{Ν_{s 1}} = \frac{Ν_{p 2}}{Ν_{s 2}} (1)$

由 Np1ip1+Np2ip2=Ns1is1+Ns2is2

得 Np(ip1+ip2)=Ns(is1+is2)=NsIo (2)

式中:Io为变换器输出的负载电流;Np=Np1=Np2;Ns=Ns1=Ns2。

由式(2)得:

$i_{p 1} + i_{p 2} = \frac{Ι_{o}}{Κ} (3)$

从变换器等效电路可得:

${\begin{cases} i_{p 1} = \frac{\frac{1}{2} V_{i n} + Δ U_{Ο} - E_{p}}{r_{1}} \\ i_{p 2} = \frac{\frac{1}{2} V_{i n} - Δ U_{Ο} - E_{p}}{r_{2}} \end{cases} (4)$

由式(1)~式(4)可得:

$\begin{array}{l} i_{p 1} = \frac{r_{2} Ι_{o}}{Κ (r_{1} + r_{2})} + \frac{2 Δ U_{Ο}}{r_{1} + r_{2}} (5) \\ i_{p 2} = \frac{r_{1} Ι_{o}}{Κ (r_{1} + r_{2})} - \frac{2 Δ U_{Ο}}{r_{1} + r_{2}} (6) \end{array}$

随着中点电位的恢复,波动量ΔUO会减小,原边电流ip1和ip2也会发生变化。当波动量消除后,原边电流ip1和ip2也会恢复成Io/(2K)。

为了简化计算,取两者的平均值进行计算:

$Ι_{p 1} = \frac{i_{p 1} + \frac{Ι_{o}}{2 Κ}}{2} = \frac{r_{2} Ι_{o}}{2 Κ (r_{1} + r_{2})} + \frac{Δ U_{Ο}}{r_{1} + r_{2}} + \frac{Ι_{o}}{4 Κ} (7)$

$Ι_{p 2} = \frac{i_{p 2} + \frac{Ι_{o}}{2 Κ}}{2} = \frac{r_{1} Ι_{o}}{2 Κ (r_{1} + r_{2})} - \frac{Δ U_{Ο}}{r_{1} + r_{2}} + \frac{Ι_{o}}{4 Κ} (8)$

原边电流不均衡引起的波动为ΔUO′,设经过时间tr中点电位恢复到输入电压的1/2, 这时波动ΔUO′正好抵消扰动ΔUO。

$\begin{array}{l} Δ U_{Ο^{'}} = \frac{Ι_{p 1}}{C_{i 1}} t_{r} - \frac{Ι_{p 2}}{C_{i 2}} t_{r} = \frac{(r_{2} - r_{1}) Ι_{o}}{2 C_{i s} Κ (r_{1} + r_{2})} t_{r} + \\ \frac{2 Δ U_{Ο}}{C_{i s} (r_{1} + r_{2})} t_{r} (9) \end{array}$

式中:Ci1=Ci2=Cis。

由ΔUO′=ΔUO得:

$t_{r} = \frac{2 Κ C_{i s} Δ U_{Ο} (r_{1} + r_{2})}{4 Κ Δ U_{Ο} + (r_{2} - r_{1}) Ι_{o}} (10)$

由式(10)可以看出,输入分压电容Cis越大,中点电位越不易被扰动,扰动后,恢复时间越长;输入分压电容Cis越小,中点电位越易被扰动,扰动后,恢复时间越短。所以输入分压电压能够自动均压。

4 实验波形和效率曲线分析

所采用实验系统参数如下。输入直流电压为480 V~700 V;输出直流电压为300 V;输出电流为20 A;原边开关管:SPW47N60C3;输出整流二极管为DSEI60-12A;Ci1=Ci2=2.2 μF;变压器变比5∶5∶9∶9;谐振电感LX1=LX2=8 μH;谐振电容CX1=CX2=2.2 μF;励磁电感Lm1=Lm2=30 μH;开关频率为30 kHz~130 kHz。

图6(a)和(b)分别是满载和轻载时输入分压电容上的电压波形,其中VCi1+VCi2是电容Ci1和电容Ci2上的电压波形,相当于输入电压Vin。从图6可以看出,分压电容上的电压被稳住。

串联谐振电路容易实现开关管ZVS和副边二极管的软开关,从而保证了在很宽的负载范围内效率较高。从图7效率曲线可以看出,当负载从4 A变化到20 A,效率一直在90.0%以上,并且,负载较大时,效率更高达96.0%。

5 结语

变压器钳位DC/DC变换器很好地解决了输入电压高的问题,它将开关管上的电压应力降为输入电压的一半,无需辅助元器件,对分压电容要求低,能对输入分压电容自动均压。同时,该电路拓扑可以方便地加以拓展,能应用于更高输入电压的场合。

该变换器能广泛适用于多种隔离的DC/DC变换器电路中,并且不改变原有电路的特性和优点。

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