通用型线涡旋压缩机的误差及运动分析

第３８卷第６期　机械工程学报　Ｖｏ１．３　８　Ｎｏ．６　２　００　２年６月　ＣＨＩＮＥＳＥ　ＪＯＵＲＮＡＬ　ＯＦ　ＭＥＣＨＡＮＩＣＡＬ　ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ　Ｊｕｎ・　２　０　０２　通用型线涡旋压缩机的误差及运动分析　樊灵靳春梅屈宗长孙国基　（西安交通大学能源与动力工程学院西安７１００４９）　摘要：根据径向柔性机构的结构，从平面杆机构的基本原理出发，分析了通用型线涡旋压缩机的柔性机掏运动学　模型、各接触点的约束、动涡旋盘和柔性机构的运动状态、平稳性指标、各零件误差的影响系数、动静盘之间的　啮合状态和间隙以及精度补偿的机理，揭示了径向柔性机构和动盘运动的平稳性、型线类型与啮合精度的内在联　系，为压缩机零件精度的分析与综合奠定了基础。　关键词：涡旋压缩机　柔性机构　通用型线　运动学　精度补偿　中图分类号：ＴＨ４５７　ＴＢ６５２　如图１，工作原理图如图２，其中：ｚ。区代表防转　０前言　小球啮合处，　区代表动静涡旋盘径向型线啮合　处，　区代表径向间隙限位器的啮合处。　在涡旋压缩机的设计中，为减少涡旋压缩机的　由机构的自由度公式，易知此机构具有运动的　泄漏、提高运动件的平稳性，往往采用提高零件加　不确定性，所以只有当机构满足下列约束条件，即　工精度的办法，这就导致对加工机床和加工工艺的　ｚ】、　、　三个区域中的任意两处保持接触时，Ｆ＝Ｉ，　苛刻要求，造成加工成本的提高，采用误差补偿技　动盘才具有确定的运动状态，所以以下分析皆在此　术，补偿由于加工、装配、磨损、受力和受热等因　约束条件下进行。　素引起的尺寸偏差，无疑具有较高的经济价值，径　向柔性机构［１】就是自动调节径向啮合间隙的常见　方法。　对采用球形联轴器的偏心轴套类径向柔性机构　而言，以往对径向柔性机构的研究口Ｊ一般只是孤立　地分析柔性机构在型线出现误差时的调节作用，而　忽略防转机构的影响，因而不能全面的分析柔性机　构在型线、防转机构和间隙限位器共同作用下的状　态、动静盘问间隙的补偿规律及各零件误差对动盘　运动的干扰。而且由于动盘运动状态还与型线方程　相关，因此在通用型线的背景下［｜　，深入研究其相　互间的耦合关系，为型线设计、零件精度制定、提　图１球形联轴器防转机构和径向柔性机构结构图　高动盘运动的稳定性及型线密封性，将大有裨益。　本文以动盘运动时其驱动中心平动的径向速　度、绕回转中心的转速波动及围绕驱动中心的自转　以及柔性机构偏心套的摆动为平稳性指标，以动静　涡旋盘啮合间隙的大小为密封性依据，并假设研究　对象皆为刚体。　１　径向柔性机构和球形联轴器的基本　原理、运动可能性及工作状态分析　图２球形联轴器防转机构和径向柔性机构原理图　球形联轴器防转机构和径向柔性机构的结构图　在Ｚｌ区，由球形联轴器防转机构小球的啮合　图３知　２０００１００６收到初稿．２００１１２２８收到修改稿　，　＝（Ｄｆ＋Ｄ。）／２一　一　（１）　维普资讯 http://www.cqvip.com

机械工程学报　第３８卷第６期　式中　Ｄ，——机座上静防转槽的直径　口　——动盘上动防转槽的直径　ｄ，——第ｉ个防转小球的直径　——Ｂ　＝２Ｕ　ｓｉｎａ　＋２ｚ；ｚ；ｓｉｎ　Ｃ　＝　＋　＋，；２＋２，；　ＣＯＳ￣；４　ｎ　＝Ａ＇／Ｂ　，　＝（Ｄ　一０；）／２一　＝　一口：　ｆ产ｌ’４　Ｄ；，Ｄ；，　——防转槽、防转销的直径及它们　之间的间隙。当限位器接触时，　＝．第ｉ个位置处的啮合间隙　由式（１）知．当　＝Ｏ时，ｚ】区接触；动静盘防　转槽的中心距』３的误差取决于组成环Ｄ，、Ｄｏ、ｄ，　的加工，其中防转小球直径的误差影响系数较大。　０　————防转销中心到动盘驱动中心的距离　防转槽、防转销的中心距　主轴中心与限位槽的不重合误差　——图３球形联轴器防转机构啮合图　图５防转机构限位器机构图　在　区，对啮合点的运动分析，采用高副低　代后，可得图４，由图４可知　ｔＭｉ＝ｔｃ｜ｃｆｃ０＋ＩＣｏＭ＋６ｍｏ（　对式（４）求导，得偏心套２　的自转角速度和角　加速度　式中　ｑ，　——动静盘型线啮合点Ｍｆ、Ｍｏ的曲　——矗；　２ｔ；ｔ；　率中心　型线啮合点处的间隙，当　＝０　，——时，型线接触　相应的　节点间的距离　‘　√蠹　　＋　‘２　ｃ０ｓｒ口：　＋ｒ／）　…　‘删　　）（６　动盘驱动中心位置　＾＝＾　＋（１５．ＣＯＳａ＇５，２　＋ｊ１５　ｓｉｎａ５　）ｅｘｐ０　）（７）　２各种工作状态下的运动学分析　（１）当ｚ】、ｚ３接触时　＝０，　≥０，　＝０，　动盘运转时，限位器保持接触，所以动盘驱动中心　和偏心套位置由柔性机构的限位器确定，限位器的　误差影响着动盘驱动中心位置误差△＾和偏心套的　摆动角误差△口　，其大小可由式（４），（７）求得，并　图４工作原理图　在　区，柔性机构限位器的啮台图如图５，由　四边形的形封闭得　在动盘转动中保持恒定，而防转机构处的啮合点不　断作周期性的变化，因此小球和防转槽的误差函数　必然使，　包含变化的误差函数，而其他尺寸只含固　定的综合误差量，当四边形Ｏ　Ｏ　ＧｏＧｆ不满足平行　四边形条件时，将引起动盘的自转。　如图４所示，以ｋ＝１，２，３，４分别代替　区的ｋ　，　对四边形０　Ｏ　Ｇ　Ｇ　同理可得：　动盘２的位置角　∑‘　＝０　Ｉ　（３）　所以偏心套２　的位置角　：ａｒｃｓｉ　伍：　ｌ／√　＿］＿ｒ／　（４）　式中Ａ　＝２ｔ；ｔ；ｃ０ｓ口　２掣；ＣＯＳａ＇：　＝ａｒｃｓｉｎｌ蟾一ｃｙ．，／Ａ　＋　ｌ—ｒ／　（８）　维普资讯 http://www.cqvip.com

２００２年６月　樊灵等：通用型线涡旋压缩机的误差及运动分析　１４１　动盘２相对于静盘４的自转角　△Ｏｆ２＝Ｏｒ２一口４　（９）　式（１３）对时间求导得　动盘２的自转角速度和角加速度　ａ２＝１］ｓｉｎｇｔ＋Ｒ，（Ｏ＋△　）ｓ　（　＋≥）一　ｓｉｎＯ＋ｌ‰Ｄ０．（２１３ｊ　［　ｃｏ　＋　）］｝（　ｏ）　ｓｉｎ（ｔｚｏｆＤ０．一Ａａ２）＋［Ｒ　（０＋Ａａ　）一　一　×　帅）＋　＋　一＝０　√　＋畿　口　ｃｏｓ（　＋叩）　…　型线径向啮合间隙可由式（２）多边形Ｄｆ　的形封闭及文献【３，４］求得　Ⅲ　ｑ　．￣ｓｉｎＯ＋ｌｏ，ｏｒ　ｓｉｎ　＝ｃｘｐ（ｊ目＋△　）　（　＋△　）＋！　＋　ｆｌｃ。ｓ　＋Ｒ　（　＋△　）ｃ。ｓ（　十三）一　ｄＲ，（Ｏ＋Ａｔｅ２）ｃｏｓＯ＋ｌｄＯ　ｏｏＤ０。．’　ｃｏｓ　．、　。　一Ａｇｅ）＋　［Ｒ　）　）＋　一（１５）　（ｏ＋Ａｏ）］－ｌｏ，　．－ｅｘｐ（ｊＡａ２）ｌＯｏ盼一　ｅｘｐ“ｐ＋Ａ０４且Ｌ　　（口＋△　：）一　＋　（１２）　ｊＲ。１０＋△　２　ＪＪ一＾　式中　——动盘发生自转后，动静盘型线最　近点连线对应的实际方向角　８＝０ｏ＋ＡＯ　删＋　ｃｏｓ　舟　式（１４）、（１５）对时间求导得　△０——实际接触点连线方向角与理想值　之差　——当机构为理想状态时，接触点连　线方向角　足　，咒　——型线在方向角为　时的切向分量　和法线分量　动盘的回转半径　ｆ口】【０＋ａ１２△　２：一ｌｉｄＩ　ＣＯＳｔ２＂　【ａ２【０＋ａ２２△如＝忙Ｉ　ｓｉｎａ【　ａ　Ｌｌ　＋口１２△　＝ｌ１（ｄ］）２　ｓｉｎａ【一　——由以上公式可见：当限位器接触时，防转机构　的误差将引起自转误差和防转小球啮合点的不匀速　转动．而动盘驱动中心和偏心套的位置主要由各尺　乏０口２】＋　ａ　△２２　　：　２＝‘　Ｃ（凼厂　【　ＯＳｔ２＂．＋　ｃ　　‘ｓｉｎａｔｄ￣Ｉ—ｄ２Ｉ　一　２２△　式中　口１１’ａｌｚ，口　ａ２２——型线方程及自转误差及　各杆长的函数ｆ略　寸的原始误差确定．在运转中保持不变，所以可放　松对限位器孔和凸台表面精度的要求；自转误差将　引起型线径向啮合间隙的变化，其大小与型线方程　有关，各尺寸的原始误差对动盘的运动指标都有所　贡献，△岛≠０时，动盘将发生自转，自转一方面由　防转机构运动啮合引起的尺寸波动产生，另一方　面，即使防转机构不产生尺寸波动，当四边形不满　足平行四边形条件时，也会产生自转，如防转槽的　分布半径‘、　越大，则自转的各项指标越小，越　有利于提高动盘运动的平稳性。　（２）当　、　接触时，　＝０，　＝０，　≥　其结果分析也与Ｚ１，三接触时相似；此时型　线上至少存在一点，其径向啮合间隙　＝０，型线　的径向误差通过对　．的影响来迫使动盘发生自　转；反过来，动盘正是通过自转来实现零间隙调节；　与Ｚｌ，　接触时相比，由于式（１５）中Ｒ。（０）一般远　远小于防转槽的位置半径　，　，所以自转误差较　大，也即对型线的加工精度应高于对防转机构的加　工、装配精度。　（３）当Ｚ】，　接触时，氏卸，　＝０　’／＞０，　系统变为多输入多输出系统，动盘的运动将受到防　转机构误差函数和型线加工误差函数的影响，由于　限位器不再接触，所以动盘不仅可能发生自转，而　且其驱动中　ｔＬ，还可因偏心套　围绕曲柄销　的　０，其运动件的运动状态分析与互、　接触的情况　相似，差别在于自转由型线误差引起，此时由多边　形Ｏ　ＯｏＣｏ　及式（２）、式（１２）得　＼Ｉｔ＋ｌ　一ｌｃＰｃ　：ｌ　ｃｃ　｛ｆ　：ｆ０Ｆ。ｒ　＋　竹一ｆｃ　（１３）　摆动而引起径向位移和转速波动，即　△凼＝凼一　≠０，，２≠０，△口２≠０　【，。口　：ｌｏｏ０ｏ．　ｐ【一ｊＡａ２）＋　—　维普资讯 http://www.cqvip.com

机械工程学报　第３８卷第６期　由多边形Ｏｆｏ，ｏ。ＣｏＣｆ及０ｆＯｏ　ＧｏＧｆ得　ｌｒ＋ｌｓ，＋　ｌＯＣｏｏ　＝，】＝ｐ【．　．－ｃｏｓ（ａ】．一口５．Ｍ　】．一　５ｔ　Ｊ　一　（１７）　、　Ｉｏｃｆ　＋ｌｅｆｆ。ｌ＾，＋，５－＋　＝ｆｆｏｆｑｑ＋，Ｇｆ６。６。　＋：ｔｏ　ｓｉｎ（　动盘驱动中心的方位角　．一训一０　ｙ　口ｌ＝ａ．Ｄ￣ＣＯ￥｛　．ＣＯＳ口１．＋，５．ＣＯＳ　５．】／ｔｌ｝（２５）　ｌｒｃ０ｓ　】＿＋ｌ５．ｃ。ｓ　５．＋　。０．ｃ０８　口口一Ａｃｔ２）＋　动盘驱动中心的切向旋转角速度和角加速度　。（８＋Ａａ２）ｃ。　＋；］一．！　！　竺　ｃｏｓ　＝　ｆＯ：，＋Ｒｔ（悔　（１８）　】＝　ＣＯＳ￣ｔ＂ｌ＋，】－ｓｉｎａ【一　ｌ一十ｆ５．ｓｉｎａ５．　５一］／ｌｊ　ｓｉｎａ【（２６）　ｌ＝　ｃ０ｓ　【一２１】ｓｉｎａ【　】一ｌｊ　ｃ０ｓ　】ｌ　ｌ　Ｊ　＋　ｒＯｒ　ＣＯＳ￣ｏｌＯ垫ｄ８　ｃ。ｓ　一　。（　十△口　－Ｒｎ（　）＋　ｄＯ一　ｄＯ一　ｌ—ＣＯＳＯｔ＂１．１　ｌ—Ｊ　＋Ｉｔ—ｓｉｎａｌ一　１．十　ｃ０ｓ　５一（在５．）　＋　１５一ｓｉｎａ５．　５一ｌ／ｌｊ　ｓｉｎａｌ　（２７）　从以上各状态的分析可见：动盘和柔性机构偏　］ｌ　ｃ０ｓ　ｓ．ｍ　＝　ｌｒ　ｓｉｎａ】．＋ｌ５．ｓｉｎａ５．＋ｆｏ口。０　ｓｉｎ　口　．一Ａｃｔ２Ｊ　一心套的自转、径向移动、转速波动、摆动是反映压　缩机运动平稳性的几个重要指标，同时也是柔性机　构实现误差补偿的主要方式；平稳性和误差补偿是　塑　ｌＯｒＯｒ　Ｓｉｎ口　．＋且（　）ｓ　＋；】＿　～　）　（　）＋　一　（１９）　对矛盾，只有提高加工精度和合理设计误差敏感　尺寸才能协调二者的关系；只有在　、　接触或五、　一ｓｉｎ　一　垫　ｄＯ一　ｄＯ］Ｉ　ｓｉｎ　Ｚ２接触时的条件下，才能实现型线的零间隙接触．　保证型线径向的密封性，但由于Ｚ２、　接触的状　态受型线方程的，使得　．较小．在型线相同　精度的条件下，与五、　接触时相比，引起的自　转角较大．对动盘的平稳ｒｆ生影响较大，且动盘所受　的防转力也因力臂较小而增大．在　、　接触时，　运动系统转化为多输入多输出的结构，系统增加了　防转机构这个动干扰源．所以对此零件精度仍需加　式（１８）、（１　９）对时间求导并展开，可得主轴转速波　动及防转机构与型线精度对柔ｒｆ生机构和动盘平稳性　指标的影响。　『Ｉ　ｔ　＋　＋　＋　・　△　＝　‘一ｓｉｎａ　＋１３　ＣＯ￥Ｏｒ＂３　．岛　也２岛　ｂ２３　．ｂ２　△　２　（２０）　以；在一般条件下将五、　接触的状态设计　为正常工作状态，以保证密封性，将互、五接触　或　、五接触时的状态设计为压缩机开机时的状　态，此时限位器主要起型线间隙过大的作用．　当压缩机开机并逐步建立起一定的工作压力后，偏　心套在气体力及离心力产生的动盘自转力矩的作用　下，顺时针偏转，使限位器脱离接触，导致　、五　接触，欲达到此设计目的，可通过控制间隙量和合　理分布受力状况来实现，即：①自转力矩为顺时针　方向。②对式（２），使　；≥０，即可通过增加防转槽　和缩小防转小球尺寸来实现。另外在以上各公式　　一，ｌｒｃｏｓ　【一　ｒ＋，３￥１１１Ｏｔ＂　ｌｂｓ【　３＋ｂ３２如，＋ｂ３３　＋ｂｓ４△　２＝ｌｌ—ｓｉｎａＩ．　】，　Ｉ　ｌ扫３＋ｂａ＆５一十　３　＋ｂ４４Ａ＆２＝－Ｉｒ　ｃｏｓ　ｌ一　】．　式（２０）对时间求导，可得主轴转速波动的变化率及　防转机构与型线精度对柔性机构和动盘平稳性指标　ｆ６　岛＋　＋　，　＋　△　ｍ，　ｓｌ｛ｌ１ｂ５２１　也，皇　一：　（２１）　中，各尺寸的误差值对各运动变量的零阶导数函数　岛＋　啦＋ｂ３　＋　△　＝　３　【乜ｌ　３＋％　５．＋ｂ，ｕＯ”＋ｂ４￣Ａ＆２＝ｍ４　动盘驱动中心的位置，由三角形０ｆ０ｃ　得　阶　上导数函数影响较大。　影响较大，各尺寸的误差函数值对各运动变量的零　‘：　＋　．＋２　ｃ０　．一　．）　动盘驱动中心的径向变化速度和加速度　（２２）　３结论　（１）径向柔性机构是一个多自由度系统，在一　ｆｌ＝［＿‘．　．ｓｉｎ（ａ　．一口　№　一出．）１／＾　（２３）　定条件下，可化为单自由度机构。　维普资讯 http://www.cqvip.com

２００２年６月　樊灵等：通用型线涡旋压缩机的误差及运动分析　１４３　（２）径向柔性机构不仅可通过调整其回转半　径，而且可通过自转来补偿误差。　ＡＮＡＬｙＳＩＳ　ＯＦ　ＥＲＲｏＲ　ＡＮＤ　ｆ３）本文提出了涡旋压缩机带球形联轴器的驱　ⅪＮＥＭＡＴＩＣＳ　ＩＮ　ＧＥＮＥＲＡＬ　ＰＲｏＦＩＬＥＳ　动机构误差分析的统一数学模型和变转速条件下的　ＳＣＲｏＬＬ　ＣｏＭＰＲＥＳＳｏＲ　瞬态刚体运动学模型。这些模型不仅适用于带径向　柔性机构的涡旋压缩机，而且当定义偏心套尺寸为　ＦａｎＬｉｎｇ　Ｊｉｎ　Ｃｈｕｎｍｅｉ　ＱｕＺｏｎｇｃｈａｎｇ　Ｓｕｎ　Ｇｕｏｊｉ　零时，即可获得无柔性机构时压缩机的运动规律和　＇ａｎ　ｄｉａｏｔｏｎｇ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉ∽　误差关系，当定义偏心套尺寸为曲柄销（套）与动盘　背面套筒（销）间的间隙时，可获得带问隙的驱动机　Ａｂｓｔｒ日ｎ：Ａｃｃｏｒｄｉｎｇ　ｔＯ　ｔｈｅ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ　ｏｆ　ｒａｄｉａｌ　ｃｏｍｐｌｉａｎｃｅ　构的误差影响规律。通过这些模型，本文获得了动　ｍｅｃｈａｎｉｓｍｓ，ｂａｓｅｄ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｆｉｍｄａｍｅｎｔａｌ　ｐｒｉｎｃｉｐｌｅ　ｏｆ　ｐｌａｎｅ　盘的运动参数、啮合间隙和平稳性指标与型线方程　ｌｉｎｋａｇｅ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ，ｔｈｅ　ｋｉｎｅｍａｔｉｃｓ　ｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｒａｄｉａｌ　ｃｏｍｐｌｉａｎｃｅ　和结构尺寸的关系，为提高压缩机精度与性能提供　ｍｅｃｈａｎｉｓｍｓ　ｉｎ　ｇｅｎｅｒａｌ　ｐｒｏｆｉｌｅｓ　ｓｃｒｏｌｌ　ｅｎｍｐｒａｓｓｏｒ，ｔｈｅ　了可供参考的方法。　ｅｒｓｔｒｉｃｔｉｏｎ　ｃｏｎｄｉｉｔｏｎ　ｏｆ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｐｏｉｎｔ，ｔｈｅ　ｒｕｎｎｉｎｇ　ｓｔａｔｅ　ｏｆ　ｏｒｂｉｔ　参考文献　ｓｃｒｏｌｌ　ａｎｄ　ｃｏｍｐｌｉａｎｃｅ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ，ｓｔａｂｉｌｉｔｙ　ｉｎｄｅｘ，ｔｈｅ　ｍｅｓｈ　ｓｔａｔｅ　ｂｅｔｗｅｅｎ　ｔｈｅ　ｏｒｂｋ　ｓｃｒｏｌｌ　ａｎｄ　ｆｉｘ　ｓｃｒｏｌ１．ａｎｄ　ｔｈｅ　ｅｎＤｒ　１　Ｊｅｆｆ　Ｊ　Ｎｉｅｔ￣．￣ｍｉｃｓ　ｏｆ　ｃｏｍｐｌｉａｎｃｅ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍｓ　ｉｎ　ｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ａｒｅ　ａｎａｌｙｚｅｄ，Ｉｔ　ｄｅｍｏｎｓＵｒａｔｅｓ　ｔｈｅ　ｓｃｒｏｌｌ　ｃｏｍｐｒｅｓｓｏｒ　ｐａｒｔ　ＩＩ：ｒａｄｉａｌ　ｃｏｍｐｌｉａｎｃｅ．Ｉｎ：Ｐ工０ｃ．ｏｆ　ｉｎｈｅｒｅｎｔ　ｒｅｌａｔｉｏｎ　ｂｅｔｗｅｅｎ　ｒａｄｉａｌ　ｃｏｍｐｌｉｎａｃｅ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ａｎｄ　ｔｈｅ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　ｃｏｍｐｒｅｓｓｏｒ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ．Ｐｕ／ｄｕｅ　ｒｕｎｎｉｎｇ　ｓｔａｂｉｌｉｔｙ　ｏｆ　ｏｒｂｉｔ　ｓｃｒｎｌｌ，ｔｈｅ　ｐｒｏｆｉｌｅ　ｔｙｐｅ　ａｎｄ　ｍｅｓｈ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，ＵＳＡ，１９９０：３１７￣３２６　ｐｒｅｃｉｓｉｏｎ．Ｓｏｔｈｉｓ　ｔｈｅｏｒｙｗｉｌｌｍａｋｅｔｈｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｆｏｒｔｈｅ　ｓｃｒｏｌｌ　２　朱杰．涡旋压缩机径向柔性机构的研究：『博士学位论　ｃｏｍｐｒｅｓｓｏｒ　ｐｒｅｃｉｓｉｏｎ　ｎａａｌｙｓｉｓ　ａｎｄ　ｓｙｎｔｈｅｓｉｓ．　文］．西安：西安交通大学．１９９４　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ，Ｓｃｒｏｌｌ　ｃｏｍｐｒａｓｓｏｒ　Ｃｏｍｐｌｉａｎｃｅ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　３　Ｊａｍｅｓ　Ｗ　Ｂｕｓｈ，Ｗａｙｎｅ　Ｐ　Ｂｅａｇｌｅ，Ｄｅｒｉｖａｔｉｏｎ　ｏｆ　ａ　Ｏｅｎｅｒａｌ　ｐｒｏｆｉｌｅ　Ｋｉｎｅｍａｔｉｃｓ　Ｅｒｒｏｒ　ｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎ　ｇｅｎｅｒａｌ　ｒｅｌａｔｉｏｎ　ｇｏｖｅｒｎｉｎｇ　ｔｈｅ　ｃｏｎｊｕｇａｃｙ　ｏｆ　ｓｃｒｏｌｌ　作者简介：樊灵，男．壮族一１９６９年出生．西安交通大学博士后。主　ｐｒｏｆｉｌｅｓ．Ｉｎ：Ｐ工０ｃ　ｏｆｌｎｔｅｒｎａｔｉｎｕａｌ　Ｃｏｍｐｒｅｓｓｏｒ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　要研究方向为凸轮机构、涡旋式压缩机、旋转式压缩机ｒ苒｝动转于式压　ｏＣｎｆｅｒｅｎｃｅ，Ｐｃｒｄｕｅ　Ｕｍｖｃｒｓ￣，ＵＳＡ，１９９２：１０７９－１０８６　缩机】、螵杆式压缩机的研制和开发　拉表论文３Ｏ余篇　４　屈宗长．樊灵．王迪生．通用型线涡旋压缩机几何理　论．西安交通大学学报，１９９９（１１ｋ　３９￣４２