莊吉慶，鮑久圣，劉 勇，葛世榮，張 磊，陰 妍，劉同岡

(1.中國礦業(yè)大學(xué) 機電工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 機電與信息工程學(xué)院，北京 100083)

0 引 言

煤炭作為我國的基礎(chǔ)能源，在能源消費中的比重雖連年下降，但在未來數(shù)十年內(nèi)仍將處于能源消費的主導(dǎo)地位[1-2]。隨著淺層煤炭資源的不斷開采，未來礦井提升系統(tǒng)朝著特大型超深井方向發(fā)展成為必然需求。為實現(xiàn)煤炭資源深部化、大型化開采[3]，對大型和特大型容器提升設(shè)備進行改造和應(yīng)用成為亟須考慮的問題[4]?；纷鳛槊旱V立井提升系統(tǒng)主要運煤設(shè)備[5]，國內(nèi)礦用箕斗的單次最大提升負載已達到50 t[6]，但是隨著箕斗噸位增加與提升深度變大，礦井提升設(shè)備的性能會越來越差[7]，其中最重要的問題是鋼絲繩在復(fù)雜工況下因交變載荷影響而導(dǎo)致的疲勞失效，進而導(dǎo)致鋼絲繩壽命大幅降低[8-9]。例如，2012年9月，甘肅省某煤礦在副井井筒人車提升過程中就發(fā)生了鋼絲繩斷裂事故，導(dǎo)致20人死亡。而加長加粗鋼絲繩又會導(dǎo)致外載荷的增加，難以從根本上解決問題，極大限制了大噸位箕斗的提升能力和提升效率。20世紀90年代，河南理工大學(xué)首次提出直線電機礦井提升系統(tǒng)，并開始了結(jié)構(gòu)設(shè)計、電磁參數(shù)分析、控制系統(tǒng)設(shè)計等一系列研究，但依據(jù)現(xiàn)有直線電機技術(shù)，其承載能力不高，且多用于水平驅(qū)動，難以直接將其應(yīng)用到礦井提升系統(tǒng)上[10-11]。

基于以上研究背景，可把傳統(tǒng)的鋼絲繩牽引箕斗提升設(shè)備和永磁直線電機傳動技術(shù)結(jié)合起來，進而提出一種新的直線電機輔助提升系統(tǒng)。封孝輝等[12]利用DSP芯片在軟硬件方面設(shè)計和仿真了永磁直線電機提升系統(tǒng)；鮑久圣等[13]設(shè)計了一種垂直式直線電機輔助驅(qū)動的超深井特大噸位箕斗提升系統(tǒng)，修改完善了系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，有效增加了系統(tǒng)的提升噸位和深度；劉勇[14]對永磁直線電機輔助提升特大型箕斗系統(tǒng)進行了詳細說明，包括輔助提升系統(tǒng)的方案論證、設(shè)計分析、仿真試驗等研究。通過此方式對箕斗提升系統(tǒng)結(jié)構(gòu)進行改造，可以提高箕斗提升載荷和效率，延長鋼絲繩使用壽命，便于實現(xiàn)更深層次的礦井運輸。

筆者論述了超深井特大型箕斗垂直式直線電機輔助提升系統(tǒng)改進方案，優(yōu)化了系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，同時建立了輔助提升系統(tǒng)的多電機同步控制策略模型，對多電機同步控制策略的同步性和控制穩(wěn)定性進行了有效驗證。

1 輔助提升系統(tǒng)方案設(shè)計

考慮到礦井實際結(jié)構(gòu)，以下提出的設(shè)計方案在盡可能保留原有礦井結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上對輔助提升系統(tǒng)的礦井布置、電機結(jié)構(gòu)、導(dǎo)軌選用等問題進行了改進，對增載后箕斗主要結(jié)構(gòu)參數(shù)進行了設(shè)計計算。

1.1 垂直式直線電機輔助提升方案

設(shè)計的直線電機輔助提升系統(tǒng)通過減速器帶動摩擦輪的運轉(zhuǎn)，進而拖動鋼絲繩最終作用于箕斗，直線電機安裝在箕斗非卸載口的兩側(cè)提供輔助驅(qū)動，如圖1所示。尾端設(shè)立平衡錘可以有效減少提升箕斗所需要的驅(qū)動力，增加提升能力，適用于超深井、高載荷工況下箕斗的提升。系統(tǒng)采用分段式初級供電，多個初級分段共同提升，能夠減少因整體供電帶來的能源損耗，同時避免電機持續(xù)發(fā)熱，增加電機使用壽命。

圖1 直線電機輔助提升總體結(jié)構(gòu)方案Fig.1 Overall structure layout of linear motor auxiliary hoisting

1.2 直線電機布置和選擇

考慮到原有鋼罐道難以支撐多個電機重量，將鋼結(jié)構(gòu)支架固定在井壁上代替原有鋼罐道，內(nèi)嵌式直線導(dǎo)軌以及直線電機初級則固定在該鋼結(jié)構(gòu)上，直線電機的次級以及滾輪則安裝在箕斗本體上，具體結(jié)構(gòu)簡圖如圖2所示。通過鋼絲繩牽引以及滾輪與直線導(dǎo)軌配合運動有助于防止箕斗側(cè)傾，能夠一定程度上保證電機氣隙均勻穩(wěn)定。

圖2 直線滑軌在輔助提升系統(tǒng)中的結(jié)構(gòu)布置Fig.2 Structure arrangement of linear slide rails in auxiliary hoisting system

針對礦井超深井行程長、推力大的運輸工況，直線電機選用次級無需與供電纜相連的動磁鋼型初級分段永磁直線同步電機，如圖3所示。采用單邊PMLSM雙側(cè)輔助驅(qū)動，兩側(cè)直線電機對稱分布理論上能夠有效抵消法向電磁力對箕斗的作用力，同時保證系統(tǒng)推力的穩(wěn)定性，實現(xiàn)左右推力平衡，但不可避免需要對箕斗增設(shè)加強筋，增加箕斗牢固性。

圖3 動磁鋼型初級分段PMLSM結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Schematic of moving magnet and discontinuous primary PMLSM

1.3 箕斗結(jié)構(gòu)及增額提升量

根據(jù)初始設(shè)計目標，確定礦井深度為1 000 m，根據(jù)定義特大型箕斗為名義載重50 t及以上的箕斗，設(shè)計在50 t基礎(chǔ)上增加20%即10 t載重，設(shè)計箕斗所參照的型號為JL50/200B，額定裝載重量為50 t。經(jīng)過對參照型號的箕斗結(jié)構(gòu)分析計算，首先對箕斗進行擴容設(shè)計，設(shè)計計算后增載箕斗的主要參數(shù)如下:

箕斗名義裝載質(zhì)量/t60斗箱高度/mm12 000總高度/mm23 000有效容積/m368斷面尺寸/(mm×mm)4 100×2 050裝卸形式同側(cè)裝卸

1.4 輔助提升系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計

考慮箕斗自重、直線電機次級自重、加強筋以及摩擦增加帶來的影響，結(jié)合箕斗自重與載重關(guān)系[15]，設(shè)計增加12 t額外質(zhì)量及10 t額外載荷，電機總推力為22 t，故單邊PMLSM輔助提升11 t。增載設(shè)計箕斗總長為23 m，所設(shè)計單個電機整段總長不超過1 m，這里設(shè)計為1 m。根據(jù)箕斗長度將永磁同步直線電機分段最終確立為單邊設(shè)計20個分段式初級，故單個永磁直線同步電機的同步推力確定為5 500 N。根據(jù)電機學(xué)理論和相關(guān)知識[16]，對永磁直線電機的結(jié)構(gòu)參數(shù)進行了整體設(shè)計，經(jīng)對比研究多種極槽配合，最終選擇10極12槽分數(shù)槽繞組，電機結(jié)構(gòu)如圖4所示，該極槽配合較成熟，齒槽力波動較小，便于設(shè)計加工和性能分析，并利用有限元軟件Ansys Maxwell進行了建模仿真，優(yōu)化了齒槽結(jié)構(gòu)和永磁體寬度等參數(shù)，最終直線電機參數(shù)見表1。

表1 PMLSM主要參數(shù)Table 1 Main parameters of PMLSM

2 多電機同步控制策略

為保證輔助提升系統(tǒng)的穩(wěn)定運轉(zhuǎn)，設(shè)計了一種基于速度跟隨的多電機同步控制策略，能夠有效控制主電機與輔助提升電機之間以及多個輔助提升電機之間的速度誤差和推力誤差，有助于實現(xiàn)主提升電機和輔助提升電機對箕斗的協(xié)同驅(qū)動控制。

圖4 10極12槽PMLSM結(jié)構(gòu)示意Fig.4 Schematic of 10-pole-12-slot PMLSM

2.1 多電機同步控制方式

隨著多電機同步控制應(yīng)用場合的增加，目前多電機同步控制策略包括主從控制、并行控制、交叉耦合、智能算法等多種控制方式。設(shè)計的永磁直線電機輔助提升系統(tǒng)控制策略包括并行控制和主從控制2種同步控制方式，如圖5所示。

圖5 兩種主要的多電機同步方式Fig.5 Two main multi-motor synchronization methods

考慮超深井煤礦的應(yīng)用場合下，主電機與輔助提升電機之間的控制信號傳遞距離較遠，而輔助提升電機的推力作用區(qū)間與箕斗所在位置之間的誤差要求較高，因此對主電機與輔助提升電機之間的同步速度要求較高。為解決此問題，需選擇電機之間同步性較高的控制方式，并行控制由于對各電機輸入信號相同，電機之間的同步精度主要與信號傳輸誤差有關(guān)，電機之間不存在滯后，能夠避免主提升電機與輔助提升電機產(chǎn)生干擾。因此選擇并行控制作為主電機與輔助提升電機之間的同步控制方式。

為保證輔助提升電機具有快速連續(xù)均勻的速度響應(yīng)，輔助提升電機單元之間采用主從同步控制方式[17]。主從式同步控制方式是將前一電機的速度信號傳輸給后一電機，電機速度同步控制性能較好，即使在速度突變情況下也能保證輔助提升電機之間較小的速度偏差。

2.2 輔助提升系統(tǒng)多電機同步控制方案

根據(jù)2.1節(jié)分析，多電機同步控制策略為主提升電機與輔助提升電機之間采用并行式同步控制，輔助提升電機單元之間采用主從式同步控制。為便于表述所提出的輔助提升系統(tǒng)控制策略，對設(shè)計的單邊20個單元電機控制方案進行了示意圖簡化，如圖6所示，v為電機運行速度。

圖6 PMLSM主從控制速度跟隨策略Fig.6 Master-slave speed following control strategy of PMLSM

考慮電機之間的輸出信號存在一定的滯后性，且串聯(lián)電機越多滯后現(xiàn)象越明顯，會導(dǎo)致永磁同步直線電機次級與初級接觸過渡階段會產(chǎn)生一定沖擊。為解決該問題，提出了對輔助提升電機的超前控制，使對箕斗進行輔助驅(qū)動的電機始終處于穩(wěn)定狀態(tài)。由圖5可以看出，前5個電機已處于速度跟隨的穩(wěn)定運行狀態(tài)，對箕斗進行輔助驅(qū)動，而即將運行的電機6則需要提前選擇電機進行速度跟隨。綜合考慮信號傳遞距離與電機運行的穩(wěn)定程度，電機6速度跟隨電機要選擇最后進入穩(wěn)定狀態(tài)的電機，此時選取電機3為主電機，電機6對電機3進行速度跟隨，之后，電機7對電機4進行速度跟隨，依次運行。

3 輔助提升系統(tǒng)仿真試驗

在MATLAB/Simulink中對輔助提升系統(tǒng)進行了建模，并著重研究分析了不同工況下電機速度和推力速度跟隨的仿真結(jié)果，從而驗證主提升電機和輔助提升電機設(shè)計參數(shù)及其控制策略的有效性。

3.1 主提升電機和輔助提升電機仿真模型建立

為完善永磁電機設(shè)計及控制策略，采用Simulink子模塊建立了電機矢量控制模型[18]。仿真界面如圖7所示，仿真模型可劃分成四大模塊：①速度環(huán)、電流環(huán)及PI控制模塊；②坐標變換模塊；③永磁電機模塊；④空間矢量脈寬調(diào)制模塊(SVPWM)。

其中坐標變換模塊包含在永磁電機模塊之內(nèi)，圖中未明顯標出，各個模塊不斷進行數(shù)據(jù)調(diào)節(jié)實現(xiàn)閉環(huán)控制，通過改變輸入輸出參數(shù)實現(xiàn)對整個模型在不同工況下模擬仿真[19-20]。文中采用的是id=0的雙閉環(huán)矢量控制，該方法下電磁推力僅與輸出電流iq成正比，因此id的目標值為0，id(d軸電流)經(jīng)過idPI(電流調(diào)節(jié)器)輸出值為Ud(d軸電壓)。目標速度v經(jīng)過vPI(速度調(diào)節(jié)器)輸出值為iq(q軸電流)，iq再經(jīng)過iqPI(電流調(diào)節(jié)器)輸出值為Uq(q軸電壓)。因此速度v最終是通過控制電壓Ud、Uq實現(xiàn)的。Ud、Uq(兩相旋轉(zhuǎn)坐標系下的電壓)可以通過坐標變換模塊轉(zhuǎn)換為Uα、Uβ(兩相靜止坐標系下的電壓)，而Uα、Uβ的矢量和與UA,UB,UC(三相靜止坐標系下的電壓)的矢量和是相等的，因此若想產(chǎn)生需要的Ud、Uq最終需要產(chǎn)生相應(yīng)的三相正弦電壓UA,UB,UC。而三相正弦電壓UA,UB,UC采用空間矢量脈沖調(diào)制(SVPWM)算法通過PWM控制功率器件(IGBT)的開關(guān)順序和開關(guān)脈沖大小，將直流電壓Udc逆變成三相正弦電壓UA,UB,UC。將該電壓通入永磁同步直線電機(PMLSM)，電機即可產(chǎn)生克服負載Fd達到目標轉(zhuǎn)速v所需要的勵磁電流(id)和轉(zhuǎn)矩電流(iq)，此時電機的輸出轉(zhuǎn)矩為Fe。通過電流AD采樣和編碼器可分別對實際輸出電流ia、ib、ic和速度v進行測量,其中ia、ib、ic可通過坐標變換轉(zhuǎn)換成電流id，iq，從而形成電流閉環(huán)；目標速度v可與目標轉(zhuǎn)速形成速度閉環(huán)。

圖7 單元電機在雙閉環(huán)控制下的仿真系統(tǒng)界面Fig.7 Simulation system interface of unit motor in two closed-loop control

3.2 主提升電機與輔助提升電機同步控制仿真試驗

主提升電機和輔助提升電機采用并行式同步控制策略，2種電機給定輸入信號一致，穩(wěn)定輸出信號一致?？紤]到箕斗實際運動工況，仿真輸入信號設(shè)置為加速度為1 m/s2的S形速度曲線，主提升電機和輔助提升電機在滿載情況下分別對目標運動曲線進行跟隨，仿真結(jié)果如圖8所示。由圖8可知，主提升電機和輔助提升電機僅啟動階段和12 m/s時具有很小的速度同步誤差。因此，主提升電機和輔助提升電機采用并行式同步控制策略具有較好的同步效果。

圖8 主提升電機和輔助提升電機仿真結(jié)果Fig.8 Simulation results of main lifting motor and auxiliary lifting motor

3.3 多輔助提升電機同步控制仿真試驗

對于輔助提升電機單元之間的主從式速度跟隨同步控制策略，首先建立了上述單元電機仿真模型以驗證輔助提升電機中選取為主電機的電機單元的穩(wěn)定性，其次建立了3個單元電機之間速度跟隨的仿真模型，采用如圖9所示雙閉環(huán)且id=0的矢量控制策略，將主電機的速度輸出作為次電機的速度輸入進行速度跟隨仿真試驗，以驗證系統(tǒng)勻速、變速和制動工況下多電機主從速度跟隨特性。

3.3.1 恒速變負載下的單元電機仿真試驗

為檢驗電機單元閉環(huán)控制系統(tǒng)的穩(wěn)定性，設(shè)定單元電機仿真負載在第3秒時由1 000 N直接突變成5 500 N，速度為5 m/s。經(jīng)過仿真調(diào)試，得到圖10所示仿真結(jié)果。

圖10 恒速突變負載下的單元電機仿真結(jié)果Fig.10 Simulation results of unit motor in constant speed and mutation load

結(jié)果表明在所施加的負載突變后，q軸電流由3 A變?yōu)?6.5 A，id=0控制結(jié)果較為理想，電機速度能夠在短暫減少后迅速恢復(fù)到5 m/s，響應(yīng)速度較快，僅有較小超調(diào)量，驗證了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。同時可分析出，負載突變后電流、電機推力、運行速度幅值變化有所增加是由于電機內(nèi)部參數(shù)變化增大而PI調(diào)節(jié)器性能較差引起的。

3.3.2 勻速下的多電機仿真試驗

由于輔助提升系統(tǒng)自重較大，永磁直線電機運行過程必然會承擔(dān)一定負載，因此仿真條件設(shè)定為運行速度12 m/s，負載5 500 N，仿真結(jié)果如圖11所示。

圖11 勻速下的多電機主從速度跟隨仿真結(jié)果Fig.11 Simulation results of the multi-motor master-slave speed following in constant speed

由圖11a可知，電機a從啟動運行至最高速度12 m/s僅用時0.084 s，進入穩(wěn)定運行狀態(tài)用時0.12 s，電機b、c分別在0.116、0.143 s后速度達到12 m/s，在0.26、0.35 s后進入穩(wěn)定運行狀態(tài)；電機平均穩(wěn)定延遲時間為0.16 s，其中電機c同步速度的最大超調(diào)量為2.05 m/s；經(jīng)數(shù)據(jù)計算和分析，電機穩(wěn)定運行速度跟隨誤差率最大值計算結(jié)果為1.61%，平均誤差率為0.96%，因此主從電機之間具有較好的速度跟隨特性。電機主從速度跟隨精度會隨著電機數(shù)量增加逐漸變差，可以對主從控制策略進行改進以補償電機速度同步精度。單元電機在穩(wěn)定延遲時間內(nèi)行駛距離1.92 m，而箕斗總長為23 m，單個電機設(shè)為1 m，因此電機運行過程中至少有兩個邊緣電機處于不穩(wěn)定狀態(tài)，至少設(shè)計2個電機進行電機速度傳遞，以保證速度傳遞的穩(wěn)定性。

從圖11b可以得出3個電機輸出推力的變化狀況類似，單個電機的輸出推力能穩(wěn)定在5 500 N處，總輸出推力在0.38 s后進入穩(wěn)定狀態(tài)。單個推力平均滯后0.08 s，且三電機穩(wěn)定運行后會出現(xiàn)較小的推力波動，電機總輸出推力的平均波動和最大波動達到0.27%、4.5%，其中a、b、c三電機輸出推力的平均波動依次為0.2%、0.29%、0.12%，最大波動依次為5.7%、4.75%、4.71%。經(jīng)數(shù)據(jù)分析，電機速度跟隨過程中，電機的輸出推力波動并未隨著電機數(shù)量增加而增加；總輸出推力進入穩(wěn)定狀態(tài)的時間是由最后一個從電機決定的，驗證了電機在勻速負載狀態(tài)下優(yōu)良的同步性和穩(wěn)定精度。

3.3.3 突變速度下的多電機仿真試驗

為驗證電機控制系統(tǒng)在速度發(fā)生突變時電機的輸出推力和速度跟隨的穩(wěn)定性，設(shè)定仿真試驗為電機以12 m/s勻速運行3 s后，速度突變?yōu)? m/s。仿真結(jié)果如圖12a所示，電機在速度發(fā)生突變后速度跟隨特性良好，a、b、c三電機在速度發(fā)生突變后分別在0.19、0.24、0.29 s將速度從12 m/s穩(wěn)定運行至2 m/s，速度響應(yīng)時間為0.15 s，超調(diào)量較小，突變后電機同步速度精度與突變前保持一致。由圖12b可知，在速度突變后，a、b、c三電機輸出推力在短時間內(nèi)大幅度下降至567、1 389、1 483 N，并在0.12、0.16、0.21 s后再次進入穩(wěn)定狀態(tài)，推力響應(yīng)時間為0.045 s，較速度響應(yīng)時間快了0.105 s，三電機的輸出推力進入穩(wěn)定狀態(tài)后發(fā)生的平均波動依次為0.76%、2.1%、1.3%，有效驗證了速度突變后電機速度和輸出推力良好的跟隨特性和穩(wěn)定性。

圖12 突變速度下的多電機主從速度跟隨仿真結(jié)果Fig.12 Simulation results of multi-motor master-slave speed following in mutation speed

3.3.4 制動狀態(tài)下的多電機仿真試驗

當(dāng)反向控制永磁直線電機時可以提供電磁反向推力實現(xiàn)輔助制動，在突發(fā)狀況下可以及時制動，提高礦井運輸?shù)陌踩裕€可以節(jié)省箕斗的運行時間，提高運輸效率。設(shè)定仿真系統(tǒng)速度從12 m/s工作狀態(tài)變?yōu)?，負載由5 500 N變?yōu)?5 500 N，電機可提供22 t電磁推力輔助制動。

從圖13中可以得出電機a、b在0.5 s內(nèi)能夠及時有效地進行速度跟隨，能夠輸出較為穩(wěn)定的反向推力進行輔助制動，而電機c響應(yīng)慢，速度和輸出推力跟隨穩(wěn)定性差，導(dǎo)致電機c輔助制動效果較差。因此，系統(tǒng)制動狀態(tài)下應(yīng)使用并行式同步控制策略，同時控制多個永磁直線電機進行輔助制動。

圖13 制動狀態(tài)下的多電機主從速度跟隨仿真結(jié)果Fig.13 Simulation results of multi-motor master-slave speed following in braking state

經(jīng)過以上仿真試驗分析和總結(jié)，對所設(shè)計的多電機主從同步控制策略進行了有效驗證。系統(tǒng)在勻速運行和加減速運行狀態(tài)下，采用主從式速度跟隨控制策略；在制動狀態(tài)下，選擇并行式同步控制策略；當(dāng)整個系統(tǒng)采用主從速度跟隨控制策略時，應(yīng)至少超前控制2個電機進行速度跟隨，以保證速度傳遞的穩(wěn)定性，減輕箕斗在電機過渡階段產(chǎn)生的沖擊。

4 結(jié)論及展望

1)直線電機輔助提升系統(tǒng)選用動磁鋼型初級分段永磁直線同步電機，初級采用分段式供電方式。

2)采用PMLSM雙側(cè)輔助驅(qū)動，單側(cè)布置20個永磁直線電機進行輔助驅(qū)動，電機選用10極12槽平板式永磁直線電機單元，選取永磁鐵寬度為50 mm，單個推力為5 500 N。

3)該輔助提升系統(tǒng)控制策略如下，主提升電機與輔助提升電機之間采用并行式同步控制；輔助提升電機單元之間在勻速、加減速運行狀態(tài)下，采用主從式速度跟隨控制策略；在制動狀態(tài)下，電機選擇并行式同步控制策略；為保證速度傳遞穩(wěn)定性，減輕箕斗在電機過渡階段產(chǎn)生的沖擊，應(yīng)至少超前控制兩個電機進行主從速度跟隨。

但是，本文對系統(tǒng)以及控制策略的仿真較為簡化，考慮到千米深井運行工況復(fù)雜，未來還可在以下3個方面進行優(yōu)化：① 礦井結(jié)構(gòu)復(fù)雜，顆粒污染嚴重，通過優(yōu)化系統(tǒng)結(jié)構(gòu)解決直線電機次級與初級之間的清潔問題；② 建立整個箕斗提升系統(tǒng)的仿真模型，仿真主電機與輔助提升電機耦合后的控制策略，并進行千米礦井特大型箕斗等比例縮小模型的試驗；③ 采用位置環(huán)，速度環(huán)、電流環(huán)三閉環(huán)控制策略，對電機運行過程中位置、速度、電流等參數(shù)的傳輸狀況進行研究，甚至可以利用軟件編程進行遠程協(xié)調(diào)控制。