氣密箱α電機堵轉(zhuǎn)現(xiàn)象分析及改進方案

【摘要】本文對無料鐘爐頂氣密箱進行了簡要的動力學分析，找到了所在單位煉鐵廠1#高爐α電機發(fā)生堵轉(zhuǎn)的原因，提出了3種改進方案，并與同型號設備對比提出了選擇最佳改進方案的建議。

【關(guān)鍵詞】氣密箱；α電機；電流；堵轉(zhuǎn)；驅(qū)動力矩；阻抗力矩；變頻

引言

氣密箱是無料鐘高爐爐頂裝料設備的核心部件，其功能是驅(qū)動并控制布料溜槽繞高爐中心線的旋轉(zhuǎn)和傾動，以完成高爐不同的布料運動的要求。氣密箱零部件加工工藝復雜，裝配精度高，并且在重載、高溫、高壓、多粉塵的爐內(nèi)環(huán)境下工作，其運行狀態(tài)的好壞直接影響到整個高爐的正常工作。

1、存在的問題

1.1 現(xiàn)象

2013年8月15日開始α電機多次布礦后在32.5°上抬布料溜槽時出現(xiàn)堵轉(zhuǎn)現(xiàn)象。9月1日至24日上午10：10共出現(xiàn)堵轉(zhuǎn)156次，其中以7日（19次）、8日（23次）、11日（10次）、22日（7次）、23日（14次）、24日（28次）較多。

（圖1中a點的起動電流為21.6安；b點為溜槽平衡運轉(zhuǎn)下落的電流曲線，電流值為9.77A；c點為溜槽平衡運轉(zhuǎn)上抬的電流曲線，電流值為10.5安。圖2中的顯示更為典型，a、b兩點的啟動電流與平衡狀態(tài)下的電流均顯示在同一條曲線上，很明顯能看出啟動電流約等于平衡狀態(tài)下的2倍。）

10月10日高爐定修開蓋檢查氣密箱未發(fā)現(xiàn)明顯異常，更換α電機后堵轉(zhuǎn)狀況也未得到改善。10月12日零時58分出現(xiàn)連續(xù)堵轉(zhuǎn)的現(xiàn)象，導致電機燒壞。10月15日下午5：00至10月16日中午12：00堵轉(zhuǎn)已經(jīng)嚴重到幾乎每批料出現(xiàn)堵轉(zhuǎn)（期間除打油角度外只有7次正常）。經(jīng)研究討論，布礦后將α角落至12°后再啟動抬起，堵轉(zhuǎn)現(xiàn)象消除直至12月12日高爐定修更換了新的行星減速機、氣密箱和布料溜槽。但新更換的氣密箱運行不到一周于12月18日20：41就出現(xiàn)了1次α堵轉(zhuǎn)，隨后此現(xiàn)象于12月26日連續(xù)出現(xiàn)3次，2014年1月1日出現(xiàn)1次，1月2日出現(xiàn)2次，均是在布礦后32.5°上抬布料溜槽時出現(xiàn)的。

1.2 α電機運行電流情況

1#高爐氣密箱α電機各工況的運行電流簡略統(tǒng)計如下：（1）如圖1、圖2所示，α啟動電流20A左右，是正常運行電流10A左右的2倍；（2）堵轉(zhuǎn)電流高達30A左右，為正常運行電流的3倍左右。（右圖為2014年1月1日23：26分發(fā)生的堵轉(zhuǎn)現(xiàn)象，堵轉(zhuǎn)電流30.59A。）

2、氣密箱動力學分析

堵轉(zhuǎn)是電機的驅(qū)動力矩小于阻抗力矩而發(fā)生的電機帶不動負載的現(xiàn)象，是一個復雜的動力學問題。為找出α電機堵轉(zhuǎn)的原因，我們應從氣密箱的動力學分析開始。

2.1 除溜槽外的定軸轉(zhuǎn)動部件

設傾動系統(tǒng)各定軸轉(zhuǎn)動部件的轉(zhuǎn)動慣量為Ji，角速度為ωi，角加速度為αi，運行的阻抗力矩為Mzi，傾動系統(tǒng)定軸轉(zhuǎn)動部件的總驅(qū)動力矩為Md，啟動時間為dt，由剛體繞定軸轉(zhuǎn)動的微分方程Jα=Jdω/dt=M[1]有

∑Jiαi=∑Jidωi/dt=M=Md-∑Mzi

則定軸轉(zhuǎn)動部件的總驅(qū)動力矩

Md=∑Jidωi/dt+∑Mzi （1）

2.2 溜槽部分

設溜槽質(zhì)量為m，轉(zhuǎn)動慣量為JL，質(zhì)心到回轉(zhuǎn)中心的距離為L，重力加速度為g，溜槽與高爐中心線的夾角為θ，傾動角速度為ωL，角加速度為αL，驅(qū)動力矩為ML，其他阻抗力矩為MZL則其動力學方程為：

上傾：JLαL=JLdωL/dt=ML-MZL-mglsinθ

下傾：JLαL=JLdωL/dt=ML-MZL+mglsinθ

則溜槽的驅(qū)動力矩為：

上傾：ML=JLdωL/dt+MZL+mglsinθ （2）

下傾：ML=JLdωL/dt+MZL-mglsinθ （3）

2.3 整個傾動系統(tǒng)

綜合式（1）（2）（3）可以得出整個傾動系統(tǒng)的驅(qū)動力矩即α電機的輸出轉(zhuǎn)矩M為：

上傾：M=Md+ML=∑Jidωi/dt+∑Mzi+MZL+JLdωL/dt+mglsinθ

下傾：M=Md+ML=∑Jidωi/dt+∑Mzi+ZL+JLdωL/dt-mglsinθ

設∑Mzi+MZL=Mr，則

1>溜槽上抬時所需驅(qū)動力矩為

M=∑JJidωJi/dt+JLdωL/dt+Mr+mglsinθ （a）

2>溜槽下落時所需驅(qū)動力矩為

M=∑JJidωJi/dt+JLdωL/dt+Mr-mglsinθ （b）

2.4 碰撞

上述傾動系統(tǒng)的動力學分析是在齒輪副齒側(cè)間隙為零和啟動時半聯(lián)軸節(jié)間沒有碰撞的理想狀態(tài)下進行的。但實際上齒側(cè)間隙并不為零，而且會因正常磨損隨時間增長。這樣系統(tǒng)在啟動時運動副元素間會出現(xiàn)碰撞。

碰撞[2]現(xiàn)象的特點是：碰撞時間極端（一般為10-3～10-4），速度變化為有限值，加速度變化相當巨大，碰撞力極大。且碰撞將會使物體變形、發(fā)聲、發(fā)熱，甚至發(fā)光，會造成機械能的損失。

應用動量矩定理的積分形式和恢復因數(shù)建立方程組，可以分析碰撞前后傾動系統(tǒng)的運動變化及受力關(guān)系。

設傾動系統(tǒng)動力機構(gòu)（由電機轉(zhuǎn)子、輸出軸及軸上半聯(lián)軸節(jié)）的轉(zhuǎn)動慣量為J1，碰撞前的角速度為ω1，被驅(qū)動部分轉(zhuǎn)動慣量為J2，碰撞前的角速度為ω2，=0，恢復因數(shù)為k；碰撞結(jié)束時角速度分別為ω1'，ω2'，取兩部分為研究的質(zhì)點系。

（1）不考慮摩擦時，因無外碰撞沖量，質(zhì)點系動量守恒，有

J1ω1+J2ω2=J1ω1'+J2ω2' （4）

因ω2=0，k=（ω1'-ω2'）/ω1=0，所以ω1'=ω2'；上式則變?yōu)镴1ω1=（J1+J2）ω1'，解得

ω1'=ω2'=J1ω1/（J1+J2） （5）

以T1和T2分別表示系統(tǒng)碰撞前后的動能，則有

T1=1/2J1ω12 T2=1/2（J1+J2）ω1’2=1/2J12ω12/（J1+J2）

在碰撞過程中系統(tǒng)的動能損失為

△T=T1-T2=1/2J1ω12-1/2J12ω12/（J1+J2）=1/2J1ω12[1-J1/（J1+J2）]

（6）

因J2>>J1，△T≈T1，系統(tǒng)的動能幾乎完全損失于碰撞過程中，所以碰撞后傾動系統(tǒng)的角速度值ω1'=ω2'很小，幾乎為零。

若考慮到轉(zhuǎn)動副元素所受的外摩擦阻力和潤滑油的粘性阻力等，偶爾會出現(xiàn)碰撞結(jié)束后ω1’=ω2’=0的現(xiàn)象；因運動副元素間的撞擊點K不在碰撞中心，軸承處會引起反碰撞沖量而逐漸劣化，系統(tǒng)所受外摩擦阻力逐漸增加，這樣碰撞結(jié)束后ω1’=ω2’=0的現(xiàn)象會經(jīng)常出現(xiàn)甚至一直出現(xiàn)。

2.5 考慮碰撞后電機輸出轉(zhuǎn)矩

（1）碰撞結(jié)束后ω1’=ω2’≠0，則傾動系統(tǒng)的驅(qū)動力矩即α電機的輸出轉(zhuǎn)矩M就是（a）（b）式所示，為方便比較我們再次列出。

上傾：M=∑Jidωi/dt+JLdωL/dt+Mr+mglsinθ （a）

上傾：M=∑Jidωi/dt+JLdωL/dt+Mr-mglsinθ （b）

（2）碰撞結(jié)束后ω1’=ω2’=0，則因靜摩擦力大于動摩擦力，啟動時系統(tǒng)阻抗力矩要增加一部分，設附加阻抗力矩為Mz，這時傾動系統(tǒng)的驅(qū)動力矩即α電機的輸出轉(zhuǎn)矩M為：

上傾：M=∑Jidωi’/dt+JLdωL’/dt+Mr+Mz+mglsinθ （c）

下傾：M=∑Jidωi’/dt+JLdωL’/dt+Mr+Mz-mglsinθ （d）

其中dωi’/dt>dωi/dt，dωL’/dt>JLdωL/dt，這里的微分式其實是微分的增量形式[3]，因為對于同一電機dt為定值且數(shù)值極小，所以可寫成微分式。

2.6 α電機電流

式（a）（b）（c）（d）表示了溜槽擺動時在兩個方向上所需的驅(qū)動力矩，此力矩由電機提供，其所能輸出的最大力矩受其額定功率限制。功率的計算公式為

P=UI=Fv=Frω=Mω （7）

上式經(jīng)過變形又可以得出電流的計算公式為

I=Mω/U=（ω/U）×M （8）

電機的轉(zhuǎn)速和電壓是一定的，即ω和U是定值，所以由（8）式可以看出電機的電流I由電機所需輸出轉(zhuǎn)矩M決定，而輸出轉(zhuǎn)矩又隨負載轉(zhuǎn)矩而變化。因電機額定功率一定，故所能輸出的最大轉(zhuǎn)矩一定。

式（a）（b）表示的是不會出現(xiàn)堵轉(zhuǎn)兩種狀況，因為碰撞結(jié)束后系統(tǒng)具有了一定的初速度。我們僅分析一下電機的電流情況。

（1）傾動系統(tǒng)在平衡狀態(tài)下運行時，dωi/dt=0，dωL/dt=0，此時溜槽上抬和下落電機的輸出轉(zhuǎn)矩分別為

Mp1=Mr+mglsinθ

Mp2=Mr-mglsinθ

電機的電流分別為

Ip1=（ω/U）×（Mr+mglsinθ）

Ip2=（ω/U）×（Mr-mglsinθ）

根據(jù)實際的觀察，Ip1與Ip2的值非常接近。如圖1中C點的電流Ip1=10.5安，B點電流Ip2=9.77安。（Ip1-Ip2）/2Ip1=0.0348溜槽的自重形成的阻力矩只有3.48%。

（2）傾動系統(tǒng)啟動使溜槽上抬和下落時，dωi/dt≠0，dωL/dt≠0，電機的輸出轉(zhuǎn)矩分別用（a）式和（b）式表示，這時電機的電流分別為：

Iq1=（ω/U）×（∑Jidωi/dt+JLdωL/dt+Mr+mglsinθ）

Iq2=（ω/U）×（∑Jidωi/dt+JLdωL/dt+Mr-mglsinθ）

實際的觀測顯示Iq1、Iq2幾乎都會達到20安以上，是Ip1、Ip2的2倍左右，這表明啟動時的慣性阻抗力矩Mg=∑Jidωi/dt+JLdωL/dt占總阻抗力矩的50%，與平衡狀態(tài)運行相比負荷增加了1倍。

3、問題分析與結(jié)論

3.1 堵轉(zhuǎn)現(xiàn)象及解決方案

由前述可知堵轉(zhuǎn)其實是電機的驅(qū)動力矩小于阻抗力矩而發(fā)生的電機帶不動負載的現(xiàn)象；前面已經(jīng)分析了最大負載轉(zhuǎn)矩出現(xiàn)在（c）（d）兩種工況，（c）式中當θ取[0°，90°]中較大值時負載功率將會出現(xiàn)最大值，為什么會出現(xiàn)堵轉(zhuǎn)呢？根據(jù)目前1#高爐布料溜槽的實際情況，θ的最大值出現(xiàn)在最小的布礦角度32.5°。正是在這個角度1#高爐氣密箱α電機頻繁出現(xiàn)堵轉(zhuǎn)。顯然，降低θ的取值就會降低阻抗力矩，θ為何值時會使阻抗力矩不大于電機的最大輸出轉(zhuǎn)矩，我們就可以設定布礦后溜槽從32.5°落到此角度或此角度以下再啟動抬起就會解決α電機的堵轉(zhuǎn)問題。實際上10月15日我們經(jīng)過多次嘗試逐漸將θ角減少到12°時才發(fā)現(xiàn)α電機的堵轉(zhuǎn)現(xiàn)象才消除。由此我們可以初步斷定彼時1#高爐布料溜槽從32.5°上抬時的阻抗力矩是大于電機的最大轉(zhuǎn)矩的。而前面的分析我們知道溜槽自重形成的負荷比重很少，由此我們可以得出（c）工況下電機的最大輸出轉(zhuǎn)矩與阻抗力矩相當，設備的正常損耗與爐況的波動就會導致阻抗力矩大于α電機的最大輸出轉(zhuǎn)矩產(chǎn)生堵轉(zhuǎn)現(xiàn)象，這就是出現(xiàn)堵轉(zhuǎn)的原因。

根據(jù)（c）式和上述分析，解決堵轉(zhuǎn)的方案就有3種。第一是提高電機功率。由（7）式可知，在額定轉(zhuǎn)速不變的情況下提高電機的額定功率和最大功率，使能輸出的最大轉(zhuǎn)矩大于最大阻抗力矩。這種方案的啟動沖擊比目前的傳動方案更大，設備劣化速度增大而減少設備使用壽命。第二則降低阻抗力矩。由（c）式和（d）式可知，減少慣性阻抗力矩∑Jidωi’/dt和∑JLdωL’/dt是一個很好的方法。工程實踐上就是電機采用低頻啟動，延長啟動時間，這樣既可以降低慣性阻抗力矩，也能保持輸出轉(zhuǎn)矩不變[4]。這種方法既節(jié)能，又因啟動沖擊小而可延長設備使用壽命。第三則是發(fā)生堵轉(zhuǎn)現(xiàn)象后調(diào)整溜槽抬起角度使θ=12°。這種方法很危險，因為溜槽自重形成的負荷占總負荷的比重小，若因爐況的波動等不確定因素出現(xiàn)將會沒有退路。

3.2 1#高爐α電機堵轉(zhuǎn)原因分析及改進建議

根據(jù)設計文件，新1#高爐氣密箱α電機的功率為11KW，采用變頻啟動，但實際上未按設計采用變頻啟動。根據(jù)上述分析，這縮短了啟動時間dt，增大了慣性阻抗力矩∑Jidωi’/dt和∑JLdωL’/dt，使得電機的最大輸出轉(zhuǎn)矩與系統(tǒng)最大阻抗力矩相當。在（c）（d）兩種工況，θ的取值過大就會引發(fā)堵轉(zhuǎn)，設備正常輕微的劣化和爐況的波動堵轉(zhuǎn)就不可避免的發(fā)生了。這解釋了隨著設備使用時間的增長堵轉(zhuǎn)發(fā)生的頻率慢慢增大，最后溜槽只有落到12°的位置往上抬才不會出現(xiàn)堵轉(zhuǎn)。12月12日1#高爐定修更換了全新的氣密箱，但運行不到半個月于12月26日就連續(xù)3次出現(xiàn)α堵轉(zhuǎn)。

為了驗證上述分析和結(jié)論的正確性，考察了4#高爐氣密箱傾動系統(tǒng)的運行情況。4#高爐與1#高爐采用的是同型號同功率的氣密箱，α電機的功率也是11KW，但采用的是變頻控制。如圖所示，其啟動電流和運行電流都在10安左右，啟動電流值比平衡狀態(tài)運行電流值還要低。再者因為（1）旋轉(zhuǎn)部分運行正常；（2）傾動部分啟動后運行正常且電流未出現(xiàn)大的波動；所以可以排出氣密箱傳動部位異常的可能。

總之，在1#高爐11KW的α電機采用“硬”啟動方式來驅(qū)動氣密箱傾動系統(tǒng)，運行一定期限后在某一角度以上啟動時，電機最大輸出轉(zhuǎn)矩將小于阻抗力矩而出現(xiàn)堵轉(zhuǎn)。

為了徹底消除氣密箱α電機的堵轉(zhuǎn)現(xiàn)象，保證高爐的正常生產(chǎn)，建議對1#高爐氣密箱α電機的啟動方式進行改造，保持原工頻供電系統(tǒng)不變，新增一套變頻電源供電系統(tǒng)，采用PLC-變頻器的控制方式，控制變頻器的啟動、運行、升速、停止。利用變頻器極方便的調(diào)速性能，實現(xiàn)α電機“軟”啟動。新增的變頻電源供電系統(tǒng)回路中加入一個函數(shù)發(fā)生器，以補償?shù)皖l時定子電阻所引起的壓降影響，保持最大輸出轉(zhuǎn)矩不變[4]，并通過新增幾個電源倒換開關(guān)與原系統(tǒng)并聯(lián)；控制回路與原系統(tǒng)保持一致，仍采用PLC的控制輸出，控制變頻器的啟動、停止；這樣可方便地在工頻電源和變頻電源之間倒換。當變頻器出現(xiàn)故障，可直接倒換為原系統(tǒng)工作，而不會影響高爐的正常生產(chǎn)。