穿孔機用直流主傳動電機選型方法及電機特點

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(哈電集團哈爾濱電氣動力裝備有限公司，黑龍江哈爾濱 150040)

穿孔機用直流主傳動電機選型方法及電機特點

夏野，王崢，肇東升

(哈電集團哈爾濱電氣動力裝備有限公司，黑龍江哈爾濱 150040)

介紹了無縫鋼管穿孔機用主傳動直流電機選型及參數計算，依據最繁重的工作負荷曲線校驗電機功率，闡述Z 1000-6 3400kW直流穿孔主傳動電機設計要點及結構特點。并對典型負荷曲線進行了詳細介紹，為今后同類電機的設計與制造提供了基礎。

直流主傳動電機選型；結構特點；分析和計算

0 引言

近年來，國外先進的無縫鋼管軋制工藝，對穿孔機主傳動電機提出了特殊的要求。針對這些工藝要求，本文對與軋制性能有關的直流主傳動電機參數進行了分析和計算，闡述了解決方案及電機設計要點，讓技術人員對直流主傳動電機的技術要點有更多了解，以滿足最佳工藝方案的制定。

1 主傳動電機功率校驗

根據軋制工藝要求，需按照軋制表繪制主傳動最繁重時的典型負荷功率曲線。單架主傳動典型負荷曲線，見圖1。

圖1穿孔機主傳動典型負荷曲線1和電機等效功率曲線2

圖1中包括尖峰功率Pj及其時間Tj、軋制功率Pm及其時間Tm、軋制周期Tc=24s。最繁重時的典型負荷分為兩種：軋制轉矩較大的難軋鋼種和軋制節奏最快較為繁忙的軋制負荷。根據最繁重時典型負荷功率曲線計算主傳動電機等效功率(均方根值)的公式如下

Pram=[(Pj2Tj+Pm12Tm1+Pm22Tm2)/Tc]1/2

(1)

式中，Pj—尖峰負荷，kW；Tj—尖峰負荷持續時間，s；Pm1—軋制負荷，kW；Tm1—軋制時間，s；Pm2—空載負荷，kW；Tm2—空載時間，s。

按照式(1)計算主傳動電機等效功率，其結果見圖1中的電機等效功率曲線2。當Pram等效功率小于電機額定功率Pe=3400kW時，主傳動電機選型功率校驗通過，滿足軋鋼工藝要求。

根據工藝過載要求，主電機基速330r/min以下恒轉矩調速，轉矩過載2倍；基速330r/min以上恒功率調速，功率過載2倍；主電機運行時，應保證能夠輸出如圖2、圖3所示的功率、轉矩特性；特別是基速時應有較高的磁負荷，以保證在高速弱磁時輸出如圖2、圖3所示的功率、轉矩。

圖2穿孔機主傳動電機功率/速度特性

圖3穿孔機主傳動電機轉矩/速度特性

2 電機規格

根據軋制工藝要求提出主傳動直流電機的技術需求，某無縫鋼管生產線的穿孔機主傳動電機技術數據見表1。

表1 穿孔機主傳動電機技術數據

3 電機的設計特點

電磁參數的選取及結構特點的考慮是為了能使電機的設計達到能滿足用戶提出的調速比和過載倍數的要求而采取的設計措施；選擇合適的轉子外徑及換向器工作直徑；適當提高電機的單位轉矩，采用變截面技術，高強度無緯帶打箍技術，先進的薄型絕緣結構，縮小電樞槽形改善換向性能；合理布置風路結構減小風阻以提高電機的散熱效果。

3.1 電磁參數的選取

3.1.1 電負荷

熱負荷ASJa= 3660 (端部)；5270(鐵心部)

補償電密Jc=6.0A/mm2

換向電密Jw= 6.1A/mm2

勵磁電密Je= 1.7A/mm2

電刷電密Jb= 10.4A/mm2

3.1.2 磁負荷

氣隙磁密Bδ= 0.8T

電樞齒磁密Bz=2.14T

機座軛磁密Bj=1.37T

主極極身磁密Bm=1.41T

補償齒磁密Bpz=1.44T

3.1.3 換向參數

電抗電勢er=4.96V(高速過載=9.92V)

換向區域占中心區域比Pbkz=62.5%

補償度Xc=100%

平均片間電壓Ukmed=18.9V

3.2 結構設計特點

3.2.1 定子部分

3.2.1.1 機座磁軛沖片、換向極沖片及主極沖片均采用1.0mm優質冷軋薄鋼板沖制而成，而且均采用涂漆結構，換向極極頂處采用磁性和非磁性兩種裂縫墊片，換向極鉚釘進行絕緣處理，以減少由于可控硅電源電流脈動和負載電流的急劇變化而引起換向極磁路阻尼現象對換向的不利影響，從而改善了電機的動態換向性能。

3.2.1.2 換向極線圈采用6.3×28銅母線TMR繞制，線圈共8匝，分上下兩段，上下段各4匝，匝間墊三層0.1mm間苯二酚環氧玻璃坯布9241，整個線圈熱壓成型。

3.2.1.3 采用同心式補償繞組，取消補償連接線。補償繞組直接與刷桿相連接，無導電環，結構簡單，維護方便，更換電刷快捷。

3.2.1.4 在電機非換向器端裝有1000W的驅潮加熱器，換向器端安裝可以開啟的觀察門，便于用戶維護檢修。

3.2.1.5 為了便于用戶對運行的電機繞組進行溫度監控，在主極繞組、換向極繞組、補償繞組表面各粘置兩支Pt100測溫元件，所有測溫元件的接線及加熱器引接線均接至主接線盒的接線端子上。

3.2.2 電樞部分

3.2.2.1 電樞沖片采用0.5mm優質冷軋硅鋼片沖制，由于轉子外徑大于目前國內能提供的硅鋼板的寬度，故采用扇形片，扇形片按整圓由6張沖片拼成，設計上使每張沖片均為整數槽，提高了鐵心的疊裝質量。

3.2.2.2 電樞繞組采用換向性能優良的單疊異槽式繞組加槽1/2均壓的結構型式，電樞繞組與換向器的升高片及傳動端聯接片的焊接均采用銀銅氬弧焊，使其具有良好的導電性能和較高的機械強度，電樞下線后，表面采用高強度無緯帶綁扎，再進行VPI真空壓力浸漆處理，從而保證電機具有良好的換向性能和絕緣性能。

3.2.2.3 轉軸采用機械性能良好的合金鋼鍛件，與電樞支架孔采用過盈式配合，轉矩傳遞的安全系數較高。電樞鐵心采用徑向通風溝并用拉緊螺桿緊固的結構，風道片采用8mm的扁鋼電阻焊結構，以降低風阻，同時，在支架上安裝傾斜導風板，以提高通風冷卻效果。

3.2.3 軸承

該型電動機軸承采用端蓋式滾動軸承不停機加油的結構，軸承均為進口SKF或FAG軸承，軸承潤滑脂采用鋰基脂2號。根據電機轉矩的大小，電機傳動端采用一件球面滾子軸承加一件深溝球軸承，換向器端采用一件球面滾子軸承，這種兩端軸承的配組形式，可以確保電機在傾斜使用時，同時承載較大的徑向和軸向負荷。兩端軸承處各放置一只Pt100測溫元件，并接至主接線盒的接線端子上。

3.2.4 冷卻系統的設計

由于穿孔機設備工作現場空間有限，電機采用單側以進出風筒連接的箱式空-水冷卻系統，通風冷卻效果良好，節省了大量的空間，使用方便。

4 結語

通過對該穿孔機項目主傳動直流電機的選型及設計，驗證我公司在大型直流電機上采用整體框架式結構、端蓋式滾動軸承、背包式冷卻器的設計是適應目前穿孔機工藝及用戶的要求，該項目電機成功的設計制造經驗，為我公司在穿孔機主傳動直流電機領域的擴展，積累了寶貴的數據和經驗。

[1] 中國電氣工程大典.第9卷.電機工程.北京：中國電力出版社，2008.

[2] 西門子電磁計算公式(原文). JG11.4.2/101(哈爾濱電機廠內部資料).

[3] 陳世坤.電機設計.第二版.北京：機械工業出版社，1997.

[4] 周東寧.Z900型直流電機及其新發展.上海大中型電機，2003.

[5] 哈爾濱電機廠.直流電機電磁計算公式.(內部資料)，1963.

[6] 哈爾濱電機廠.Z系列大中型直流電機設計技術說明書. (內部資料)，2006.

SelectionMethodandCharacteristicsofDCMainDriveMotorforPuncher

XiaYe,WangZheng,andZhaoDongsheng

(Harbin Electric Power Equipment Co.,Ltd.,Harbin Electric Corporation, Harbin 150040, China)

This paper introduces the selection method and parameter calculation of main drive DC motor for seamless steel tube puncher. Based on the motor power verified by most heavy workload curve, design key points and structural features of Z 1000-6 3400kW DC main drive motor for puncher are described. This paper introduces typical load curve of the motor in detail. It provides the basis for future design and manufacture of similar motors.

Type selection of DC main drive motor；structural feature；analysis and calculation

10.3969/J.ISSN.1008-7281.2017.06.15

TM33

B

1008-7281(2017)06-0047-003

夏野男1986年生；畢業于沈陽工業大學電氣工程及其自動化，現從事電機設計開發及制造、安裝的指導工作.

2017-06-23