采煤機(jī)機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)參數(shù)優(yōu)化調(diào)節(jié)方式確定

苗亞雄

（山西焦煤西山煤電西銘礦信息中心，山西 太原 030052）

引言

采煤機(jī)截割部是與煤層直接接觸的部件，由于工作面頂板煤層或巖層的不均勻?qū)е缕渌惺艿妮d荷處于動(dòng)態(tài)變化狀態(tài)，由于載荷的傳遞導(dǎo)致?lián)u臂箱體容易變形或者機(jī)身振動(dòng)嚴(yán)重的問題。為了避免由于搖臂箱體變形導(dǎo)致傳動(dòng)系統(tǒng)無法正常工作的問題，將原搖臂中的傳統(tǒng)傳動(dòng)系統(tǒng)更換為機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)，并將其置于滾筒中。相對(duì)于傳統(tǒng)傳動(dòng)系統(tǒng)而言，機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)具有傳動(dòng)鏈短、可靠性高等優(yōu)勢(shì)。但是，機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)由于存在多個(gè)并行傳動(dòng)路線，導(dǎo)致各個(gè)傳動(dòng)路線出現(xiàn)不均載和不同步的問題[1]。本文將重點(diǎn)開展采煤機(jī)機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)的參數(shù)優(yōu)化調(diào)節(jié)和綜合控制研究。

1 機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)

1.1 機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)的總體設(shè)計(jì)

目前，滾筒采煤機(jī)傳統(tǒng)傳動(dòng)系統(tǒng)置于搖臂中。當(dāng)截割部滾筒承受的突變載荷傳遞至搖臂導(dǎo)致?lián)u臂變形后將影響傳動(dòng)系統(tǒng)發(fā)揮其正常傳動(dòng)功能，具體表現(xiàn)為：由于搖臂箱體變形導(dǎo)致其內(nèi)部傳動(dòng)系統(tǒng)齒輪的受力不均勻，進(jìn)而導(dǎo)致整個(gè)傳動(dòng)系統(tǒng)損壞[2]。針對(duì)上述問題，本文擬提出采用三臺(tái)電機(jī)+耦合輪系和行星輪系構(gòu)建采煤機(jī)的機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)，具體結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

由圖1 可知，截割電機(jī)分別對(duì)三個(gè)主動(dòng)齒輪進(jìn)行驅(qū)動(dòng)，三個(gè)驅(qū)動(dòng)齒輪對(duì)被動(dòng)齒輪即耦合輪系進(jìn)行傳動(dòng)；耦合輪系將動(dòng)力傳遞至行星輪系，其行星架為輸出部件將電機(jī)的動(dòng)力傳遞至滾筒。所設(shè)計(jì)的機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)，有三條傳動(dòng)路線。理論上每個(gè)電機(jī)的輸出扭矩為滾筒所需截割轉(zhuǎn)矩的1/3，而且每個(gè)電機(jī)的尺寸、容量和轉(zhuǎn)子慣量均較小，具有快速響應(yīng)的優(yōu)勢(shì)；同時(shí)，大大減小了傳動(dòng)系統(tǒng)所占據(jù)的空間，并具有較高的可靠性[3]。將傳動(dòng)系統(tǒng)由搖臂箱體內(nèi)部轉(zhuǎn)移至滾筒內(nèi)，解決了由于搖臂箱體變形導(dǎo)致傳統(tǒng)系統(tǒng)損壞的問題。

圖1 機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)

1.2 機(jī)電短程截割傳動(dòng)分系統(tǒng)的選型設(shè)計(jì)

1.2.1 電機(jī)的選型

結(jié)合采煤機(jī)的平均截割深度、滾筒半徑、平均牽引速度和截割比能耗等參數(shù)得出該型采煤機(jī)滾筒負(fù)載的截割功率為241.9kW；結(jié)合截割電機(jī)、耦合輪系和行星輪系的傳動(dòng)效率，得出機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)的整體傳動(dòng)效率為0.92。則由此可以得出，每個(gè)截割電機(jī)所要求的驅(qū)動(dòng)功率為（241.9kW÷3）÷0.92=87.6kW。

結(jié)合當(dāng)前市面上截割電機(jī)的性能和參數(shù)，確定截割電機(jī)的額定功率為90 kW，其對(duì)應(yīng)的額定轉(zhuǎn)速為1 460 r/min。

1.2.2 耦合輪系和行星輪系齒輪參數(shù)的確定

結(jié)合MG700/300 原傳動(dòng)系統(tǒng)的傳動(dòng)比為47.5，對(duì)應(yīng)機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)耦合輪系和行星輪系的各級(jí)齒輪的參數(shù)見下頁表1。

表1 耦合輪系和行星輪系各級(jí)齒輪參數(shù)

2 采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)參數(shù)優(yōu)化調(diào)節(jié)與綜合控制

根據(jù)上述所設(shè)計(jì)的機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)分別建立采煤機(jī)截割-牽引耦合模型，包括牽引系統(tǒng)模型、采煤機(jī)負(fù)載模型和最終形成的截割-牽引耦合模型，根據(jù)所搭建的模型開展采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)參數(shù)的優(yōu)化調(diào)節(jié)和綜合控制。

2.1 截割-牽引耦合模型的設(shè)計(jì)

牽引系統(tǒng)模型仍然基于原采煤機(jī)的牽引系統(tǒng)建立，結(jié)合采煤機(jī)的復(fù)雜模型，建立如圖2 所示的截割-牽引耦合模型。

圖2 采煤機(jī)截割-牽引耦合模型

2.2 采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)參數(shù)對(duì)截割載荷和截割性能的影響

本節(jié)對(duì)不同采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)參數(shù)對(duì)應(yīng)截割傳動(dòng)系統(tǒng)所承受載荷的影響和對(duì)截割部截割性能的影響進(jìn)行對(duì)比。

2.2.1 對(duì)截割載荷的影響

從理論上講，機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)中行星輪系和耦合輪系中各級(jí)齒輪的嚙合力隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增加而降低；隨著采煤牽引速度的增加而增加。因此，為減小機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)的載荷，應(yīng)適當(dāng)增加滾筒轉(zhuǎn)速、減小采煤機(jī)牽引速度。

2.2.2 對(duì)截割性能的影響

對(duì)于截割性能而言，通過塊煤率和生產(chǎn)率兩項(xiàng)參數(shù)反映。其中，當(dāng)采煤機(jī)截割滾筒的轉(zhuǎn)速減小、牽引速度增加時(shí)對(duì)應(yīng)所得煤炭的塊煤率增加；而生產(chǎn)率與滾筒的旋轉(zhuǎn)速度無關(guān)，隨著牽引速度的增加對(duì)應(yīng)生產(chǎn)率增加。綜上，為保證采煤機(jī)的截割性能，可降低滾筒旋轉(zhuǎn)速度、增加采煤機(jī)牽引速度。

2.3 采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)參數(shù)的優(yōu)化調(diào)節(jié)

本節(jié)對(duì)采煤機(jī)截割阻抗從180 kN/m 在某個(gè)時(shí)刻突然增加為250 kN/m 工況下，采用截割-牽引聯(lián)合調(diào)速和牽引調(diào)速對(duì)采煤機(jī)截割性能和滾筒所承受載荷的影響進(jìn)行對(duì)比。

2.3.1 截割-牽引聯(lián)合調(diào)速調(diào)節(jié)方式

基于優(yōu)化算法可知，當(dāng)截割阻抗為180 kN/m 時(shí)對(duì)應(yīng)的最佳滾筒轉(zhuǎn)速為23.69 r/min，牽引速度為5.441 m/min；當(dāng)截割阻抗為250 kN/m 時(shí)對(duì)應(yīng)的最佳滾筒轉(zhuǎn)速為30.15 r/min，牽引速度為4.473 m/min。設(shè)定載荷突變的時(shí)刻點(diǎn)為仿真時(shí)間的3 s，在調(diào)速過程中耦合輪系和行星輪系嚙合力的變化以及截割性能的變化如圖3 所示。

圖3 截割-牽引調(diào)速方式的仿真結(jié)果

由圖3 可知，在上述工況下采用截割-牽引調(diào)速方式下雖然耦合輪系和行星輪系的嚙合在采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)參數(shù)調(diào)節(jié)過程中降低；但是，在調(diào)節(jié)過程中對(duì)應(yīng)塊煤率和生產(chǎn)率也是減低的。

2.3.2 牽引調(diào)速方式

基于優(yōu)化算法可知，當(dāng)截割阻抗為180 kN/m 時(shí)對(duì)應(yīng)的最佳滾筒轉(zhuǎn)速為23.69 r/min，牽引速度為5.441 m/min；采用牽引調(diào)速方式，當(dāng)截割阻抗為250 kN/m時(shí)保持滾筒轉(zhuǎn)速為23.69 r/min 不變，將牽引速度減低為4.473 m/min。設(shè)定載荷突變的時(shí)刻點(diǎn)為仿真時(shí)間的3 s，在調(diào)速過程中耦合輪系和行星輪系嚙合力的變化以及截割性能的變化如圖4 所示。

由圖4 可知，在上述工況下采用牽引調(diào)速方式下雖然耦合輪系和行星輪系的嚙合在采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)參數(shù)調(diào)節(jié)過程中降低；但是，在調(diào)節(jié)過程中對(duì)應(yīng)塊煤率和生產(chǎn)率也是減低的。

圖4 牽引調(diào)速方式的仿真結(jié)果

綜上，兩種調(diào)速方式對(duì)應(yīng)耦合輪系、行星輪系及截割性能的變化趨勢(shì)一致。為最終確定最佳優(yōu)化調(diào)節(jié)方式，對(duì)上述兩種調(diào)速方式的控制效果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見表2。

表2 不同調(diào)速方式對(duì)應(yīng)控制效果

由表2 可知，截割-牽引聯(lián)合調(diào)速方式比牽引調(diào)速方式具有更快的調(diào)整速度；而且調(diào)整后截割-牽引聯(lián)合調(diào)速方式的塊煤率和生產(chǎn)率等指標(biāo)均優(yōu)于牽引調(diào)速方式。因此，針對(duì)機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)應(yīng)采用截割-牽引聯(lián)合調(diào)速方式對(duì)采煤機(jī)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化調(diào)節(jié)。

3 結(jié)語

綜采工作面煤層、巖層的不均性導(dǎo)致截割部滾筒所承受的載荷處于動(dòng)態(tài)變化狀態(tài)，進(jìn)而容易導(dǎo)致?lián)u臂變形，從而導(dǎo)致?lián)u臂內(nèi)部傳動(dòng)系統(tǒng)損壞。為此，本文基于三個(gè)截割電機(jī)、耦合輪系和行星輪系設(shè)計(jì)了機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)。同時(shí)，通過仿真對(duì)比得知，針對(duì)機(jī)電短程截割傳動(dòng)系統(tǒng)，應(yīng)采用截割-牽引聯(lián)合調(diào)速方式對(duì)采煤機(jī)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化調(diào)節(jié)。