李躍

（山西晉神能源有限公司，山西 沂州 036500）

1 概 況

采煤機(jī)是綜采工作面的主要設(shè)備，由于煤礦地質(zhì)條件、煤層負(fù)載等原因，MG300/700-WD雙滾筒電牽引采煤機(jī)承受的載荷處于動(dòng)態(tài)變化狀態(tài)，加上采煤機(jī)設(shè)備本身質(zhì)量較大，在行走過程中齒輪容易折斷，若工作面煤層傾角較大，行走機(jī)構(gòu)中的銷輪、銷軌等零部件的塑性變形和表面磨損情況就會(huì)比較嚴(yán)重。采煤機(jī)在牽引行走過程中，理論上2個(gè)行走輪的轉(zhuǎn)速是一致的，但在實(shí)際牽引時(shí)由于其中一個(gè)行走輪和銷軌之間并未瞬間接觸，導(dǎo)致另外一個(gè)行走輪的齒輪和銷軌所承受的載荷為雙倍驅(qū)動(dòng)載荷。

MG300/700-WD雙滾筒電牽引采煤機(jī)牽引系統(tǒng)由2臺(tái)等功率的電機(jī)驅(qū)動(dòng)，由于現(xiàn)場(chǎng)工況復(fù)雜且工況處于動(dòng)態(tài)變化狀態(tài)，導(dǎo)致采煤機(jī)的2臺(tái)牽引電機(jī)經(jīng)常出現(xiàn)偏載情況，導(dǎo)致其中一臺(tái)電機(jī)長(zhǎng)期過載運(yùn)行，而另一臺(tái)電機(jī)載荷不足。

本文重點(diǎn)研究MG300/700-WD雙滾筒電牽引采煤機(jī)牽引系統(tǒng)的雙電機(jī)協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)雙電機(jī)等功率平衡運(yùn)行。

2 采煤機(jī)牽引系統(tǒng)的參數(shù)匹配

通過數(shù)值模擬方式對(duì)MG300/700-WD雙滾筒電牽引采煤機(jī)牽引系統(tǒng)進(jìn)行建模，對(duì)協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)進(jìn)行仿真分析，對(duì)相關(guān)參數(shù)進(jìn)行匹配設(shè)計(jì)。

2.1 采煤機(jī)牽引部工作原理

采煤機(jī)牽引部主要由調(diào)速系統(tǒng)、動(dòng)力傳動(dòng)箱、行走箱等組成。調(diào)速系統(tǒng)主要包括電機(jī)控制器以及變頻調(diào)速裝置等；動(dòng)力傳動(dòng)箱包括牽引電機(jī)和其他傳動(dòng)部件；行走箱包括傳動(dòng)相關(guān)的零部件，如驅(qū)動(dòng)輪和銷輪。

當(dāng)采煤機(jī)牽引電機(jī)得到控制器的信號(hào)后，通過逆變器對(duì)驅(qū)動(dòng)電機(jī)進(jìn)行控制，在左右牽引箱結(jié)構(gòu)作用下將動(dòng)力傳送至銷輪，在銷輪和銷軌的嚙合作用下實(shí)現(xiàn)采煤機(jī)沿著工作面的左右往復(fù)行走。采煤機(jī)單側(cè)牽引部的傳動(dòng)如圖1所示。

圖1 采煤機(jī)單側(cè)牽引部傳動(dòng)示意圖Fig.1 Transmission schematic diagram of unilateral traction part of shearer

采煤機(jī)牽引部的傳動(dòng)屬于四級(jí)傳動(dòng)，其中前三級(jí)傳動(dòng)為圓柱齒輪傳動(dòng)，最后一級(jí)傳動(dòng)為行星傳動(dòng)。采煤機(jī)的工作載荷較大，所需的牽引力也較大，對(duì)應(yīng)的采煤機(jī)傳動(dòng)比要求也很大。MG300/700-WD雙滾筒電牽引采煤機(jī)牽引部的行星輪系為2K-H。

2.2 采煤機(jī)傳動(dòng)參數(shù)的匹配設(shè)計(jì)

2.2.1 牽引部傳動(dòng)系統(tǒng)參數(shù)

采煤機(jī)牽引部傳動(dòng)系統(tǒng)參數(shù)的匹配需結(jié)合采煤機(jī)機(jī)電系統(tǒng)的主要參數(shù)，MG300/700-WD雙滾筒電牽引采煤機(jī)機(jī)電系統(tǒng)的主要參數(shù)如下：

截割電機(jī)額定功率/kW 300

截割電機(jī)額定轉(zhuǎn)速/（r·min-1） 1 475

牽引電機(jī)額定功率/kW 37.3

牽引電機(jī)額定轉(zhuǎn)速/（r·min-1） 1 500

牽引傳動(dòng)系統(tǒng)總傳動(dòng)比 237.643

當(dāng)前采煤機(jī)牽引部的總傳動(dòng)比為237.643，查閱相關(guān)資料和經(jīng)驗(yàn)值，最終確定一級(jí)傳動(dòng)系統(tǒng)傳動(dòng)比為2.38，二級(jí)傳動(dòng)系統(tǒng)傳動(dòng)比為3.82，三級(jí)傳動(dòng)系統(tǒng)傳動(dòng)比為4.61，四級(jí)傳動(dòng)系統(tǒng)傳動(dòng)比為5.67。結(jié)合已知參數(shù)和相關(guān)理論計(jì)算，初步確定一級(jí)傳動(dòng)系統(tǒng)中齒輪1的分度圓直徑為67 mm，并依次完成齒輪齒數(shù)、中心距、齒寬等尺寸的初步確定。對(duì)初步確定尺寸齒輪的齒面接觸疲勞強(qiáng)度、齒根彎曲疲勞強(qiáng)度進(jìn)行驗(yàn)算，最終得出一級(jí)傳動(dòng)齒輪的最終尺寸。

按照上述思路分別得出四級(jí)傳統(tǒng)齒輪的齒數(shù)、模數(shù)以及齒寬等參數(shù)，見表1。

表1 采煤機(jī)牽引部各級(jí)傳動(dòng)齒輪主要參數(shù)Table 1 Main Parameters of Traction Gears of Shearer

2.2.2 行走機(jī)構(gòu)銷輪與銷齒嚙合參數(shù)

為避免非共軛嚙合引起的問題，采用漸開線牽引齒輪齒廓推算共軛銷軌齒廓。從理論上講，可以通過增加銷軌之間的節(jié)距提升采煤機(jī)牽引部的性能。因此，結(jié)合采煤機(jī)牽引部現(xiàn)有銷軌節(jié)距尺寸，選取最大標(biāo)準(zhǔn)值147 mm，與之匹配的銷輪模數(shù)為43.79 mm，銷輪齒數(shù)為11，銷輪壓力角為常規(guī)的20°。

為了進(jìn)一步提升銷軌和銷輪嚙合時(shí)的耐磨損能力和抗彎曲能力，銷軌與銷輪采用正變位傳動(dòng)方式，減少銷輪齒根部的摩擦力，降低銷輪磨損。但正變位傳動(dòng)方式對(duì)應(yīng)的銷軌與銷輪之間的重合度會(huì)降低，須采用較小的變位系數(shù)解決嚙合線過短的問題。最終確定銷軌與銷輪嚙合的變位系數(shù)為0.4，銷輪與銷軌的參數(shù)如下：

銷軌齒頂高/mm 46.79

銷軌齒根高/mm 58.49

銷軌齒高/mm 105.28

銷軌齒間距/mm 147

銷軌長(zhǎng)度/mm 107

銷輪分度圓直徑/mm 514.69

銷輪齒頂高/mm 65.51

銷輪齒根高/mm 39.77

銷輪齒高/mm 105.28

銷輪齒寬/mm 82

3 采煤雙電機(jī)協(xié)調(diào)控制的仿真分析

3.1 傳統(tǒng)采煤機(jī)雙電機(jī)控制系統(tǒng)現(xiàn)狀分析

根據(jù)采煤機(jī)牽引部傳動(dòng)系統(tǒng)和銷輪與銷齒參數(shù)的匹配結(jié)果，基于UG建立采煤機(jī)牽引系統(tǒng)的三維模型，導(dǎo)入ADAMS軟件，根據(jù)牽引部的各零部件之間的約束關(guān)系在模型中添加對(duì)應(yīng)的約束。

在此基礎(chǔ)上，為解決傳統(tǒng)采煤機(jī)單電機(jī)驅(qū)動(dòng)功率不足和雙電機(jī)驅(qū)動(dòng)時(shí)所采用的主從同步控制方式存在的左右牽引電機(jī)控制精度不一致且運(yùn)行參數(shù)存在差異的問題，提出一套適用于雙電機(jī)的協(xié)調(diào)控制方式，保證2電機(jī)的運(yùn)行功率處于相對(duì)平衡狀態(tài)。

MG300/700-WD雙滾筒電牽引采煤機(jī)采用主從控制方式對(duì)牽引部的左右電機(jī)進(jìn)行控制。從實(shí)際應(yīng)用效果來(lái)看，左右牽引電機(jī)的同步精度不夠，機(jī)械裝置受到?jīng)_擊磨損嚴(yán)重或損壞。經(jīng)仿真分析可知，當(dāng)工況要求采煤機(jī)牽引速度調(diào)整時(shí)，主從矢量控制方式下兩電機(jī)信號(hào)出現(xiàn)延遲，無(wú)法實(shí)現(xiàn)2電機(jī)的同步；當(dāng)左右牽引電機(jī)的負(fù)載存在差異時(shí)，尤其是電機(jī)負(fù)載發(fā)生較大波動(dòng)時(shí)，無(wú)法保證2電機(jī)同步運(yùn)行。

3.2 基于耦合控制實(shí)現(xiàn)雙電機(jī)的協(xié)調(diào)控制

采用并行矢量控制方式對(duì)左右牽引電機(jī)進(jìn)行控制，即同時(shí)通過控制器對(duì)左右牽引電機(jī)提供信號(hào)，解決電機(jī)延遲的問題。設(shè)定仿真時(shí)長(zhǎng)為9 s，并在仿真時(shí)刻為5 s時(shí)給予一個(gè)速度的波動(dòng)信號(hào)，信號(hào)波動(dòng)由60 rad/s上升至90 rad/s。主從控制和并行控制的效果對(duì)比如圖2所示。

圖2 主從控制和并行控制效果對(duì)比Fig.2 Comparison of master-slave control and parallel control effect

當(dāng)采煤機(jī)牽引速度發(fā)生波動(dòng)時(shí)，采用并行控制方式左右牽引電機(jī)的轉(zhuǎn)速偏差始終控制在0左右；而主從控制方式在變速過程中，左右牽引電機(jī)的速度偏差最大可達(dá)9.8 r/min，且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，約2 s后才能完成同步調(diào)整。因此，采用并行控制方式實(shí)現(xiàn)對(duì)采煤機(jī)左右牽引電機(jī)的協(xié)調(diào)控制是可行的。

但單一的采用并行控制方式還存在一個(gè)較大的缺陷，當(dāng)左右牽引的某個(gè)電機(jī)受到擾動(dòng)時(shí)，左右牽引電機(jī)會(huì)存在較大的速度偏差。經(jīng)仿真分析可知，當(dāng)其中一臺(tái)電機(jī)受到干擾時(shí)，2臺(tái)電機(jī)的最大轉(zhuǎn)速偏差可達(dá)8 r/min。造成上述問題的主要原因是并行控制為開環(huán)控制，其中一臺(tái)電機(jī)受到擾動(dòng)并不能夠反饋至另一臺(tái)電機(jī)。

為解決這一問題，采用雙電機(jī)交叉耦合控制器將二者的轉(zhuǎn)速偏差作為附加信號(hào)傳輸至2電機(jī)的轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)器中，消除兩電機(jī)的速度偏差。設(shè)定仿真時(shí)長(zhǎng)為9 s，并在仿真時(shí)刻為5 s時(shí)給予一個(gè)速度的波動(dòng)信號(hào)，信號(hào)波動(dòng)由60 rad/s上升至90 rad/s，分別對(duì)主從控制、并行控制以及交叉耦合并行控制下電機(jī)1在5 s時(shí)刻受到擾動(dòng)時(shí)速度偏差進(jìn)行仿真分析，仿真結(jié)果如圖3所示。

圖3 交叉耦合控制、主從控制和并行控制效果對(duì)比Fig.3 Cross-coupling control,master-slave control and parallel control effect comparison

基于交叉耦合控制時(shí)，當(dāng)電機(jī)1受到擾動(dòng)時(shí)左右牽引電機(jī)的轉(zhuǎn)速偏差可以控制在0；基于主從控制雙電機(jī)的最大轉(zhuǎn)速偏差（6.3 r/min）大于并行控制的轉(zhuǎn)速偏差（2.5 r/min）。

綜上所述，采用交叉耦合控制方式對(duì)采煤機(jī)左右牽引電機(jī)實(shí)現(xiàn)協(xié)調(diào)控制。

4 采煤機(jī)雙電機(jī)協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)的應(yīng)用研究

對(duì)采用交叉耦合控制的雙電機(jī)協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)在正常工況和典型惡劣工況下的運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行研究。

4.1 正常工況

重點(diǎn)對(duì)交叉耦合控制、并行控制和主從控制方式在正常工況下銷軌與銷輪之間的嚙合力進(jìn)行仿真分析，仿真結(jié)果如圖4所示。

圖4 正常工況下銷軌與銷輪嚙合力對(duì)比Fig.4 Comparison of meshing force between pin rail and pin wheel under normal working conditions

主從控制方式對(duì)應(yīng)左右牽引電機(jī)的同步精度較差，導(dǎo)致左銷輪與銷軌之間的嚙合力大于右銷輪。在正常工況、電機(jī)不受擾動(dòng)的情況下，并行控制和交叉耦合控制左右銷輪與銷軌之間的嚙合力均為45 kN，左右兩側(cè)的負(fù)荷的偏差為0.4%。

主從控制方式對(duì)應(yīng)左右牽引電機(jī)的同步精度較差，導(dǎo)致左銷輪與銷軌之間的嚙合力大于右銷輪。在正常工況、電機(jī)不受擾動(dòng)的情況下，并行控制和交叉耦合控制左右銷輪與銷軌之間的嚙合力均為45 kN，左右兩側(cè)的負(fù)荷的偏差為0.4%。

4.2 惡劣工況

重點(diǎn)對(duì)交叉耦合控制、并行控制方式在惡劣工況下（單個(gè)電機(jī)受到擾動(dòng)時(shí)）銷軌與銷輪之間的嚙合力進(jìn)行仿真分析（4 s時(shí)刻其中一個(gè)電機(jī)受到擾動(dòng)），仿真結(jié)果如圖5所示。

圖5 惡劣工況下銷軌與銷輪嚙合力對(duì)比Fig.5 Comparison of meshing force between pin rail and pin wheel under harsh working conditions

通過仿真分析可知，當(dāng)右牽引電機(jī)受到擾動(dòng)時(shí)，并行控制方式下左右兩側(cè)受力不均衡，出現(xiàn)偏載現(xiàn)象；交叉耦合控制下，左右銷輪與銷軌之間的嚙合力均衡，抗干擾能力強(qiáng)。

5 結(jié) 論

MG300/700-WD雙滾筒電牽引采煤機(jī)牽引系統(tǒng)采用主從控制方式，存在左右牽引電機(jī)同步精度差，采煤機(jī)牽引系統(tǒng)銷輪、銷軌磨損嚴(yán)重等問題。為此，開展采煤機(jī)雙電機(jī)協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)研究。

（1）MG300/700-WD采煤機(jī)牽引部的總傳動(dòng)比為237.643，采煤機(jī)牽引部現(xiàn)有的銷軌節(jié)距尺寸為147 mm，確定銷軌與銷輪嚙合的變位系數(shù)為0.4。

（2）主從矢量控制方式是導(dǎo)致左右牽引電機(jī)存在一定滯后性的主要原因。雖然采用并行控制方式能夠保證左右牽引電機(jī)的同步性，但當(dāng)其中一個(gè)電機(jī)受到擾動(dòng)時(shí)，無(wú)法快速實(shí)現(xiàn)兩電機(jī)的同步運(yùn)行，為此提出將2電機(jī)轉(zhuǎn)速偏差列為電機(jī)轉(zhuǎn)速控制器的附加輸入信息，即采用交叉耦合控制。

（3）實(shí)踐表明，在正常工況下主從控制方式牽引電機(jī)左右負(fù)荷分配不均衡，并行控制和交叉耦合控制可實(shí)現(xiàn)左右牽引電機(jī)的同步運(yùn)行；在惡劣工況下，交叉耦合控制的抗干擾能力優(yōu)于并行控制方式。