永磁直驅帶式輸送機模糊自抗擾偏差耦合多電機控制策略

摘要：針對煤礦井下帶式輸送機傳統異步電機驅動系統存在的傳動效率低、耗電量高、重載啟動性能差以及多電機運行不同步等問題，提出了基于模糊自抗擾偏差耦合控制策略的多電機永磁直驅帶式輸送機。在此基礎上開展了模糊自抗擾偏差耦合控制策略仿真試驗與井下運輸順槽帶式輸送機現場工業性試驗，結果表明：相較于傳統主從控制，基于模糊PI自抗擾偏差耦合控制策略的帶式輸送機多電機永磁直驅系統，在額定負載下多臺電機之間的最大轉速不同步度最小僅為0.04%，同步性能最大可提高99.7%；而在現場動態落煤工況試驗中，最大轉速不同步度僅為2%，能夠滿足長距離重載帶式輸送機的零速重載啟動要求，可顯著提高帶式輸送機多電機驅動系統的同步性能與抗干擾能力。

關鍵詞：帶式輸送機；永磁直驅；模糊自抗擾；偏差耦合；機電耦合動力學

中圖分類號：TH222；TM351

DOI：10.3969/j.issn.1004 132X.2024.11.019

開放科學（資源服務）標識碼（OSID）：

Fuzzy Active Disturbance Rejection Deviation Coupled Multi Motor

Control Strategy for Permanent Magnet Direct Driving Belt Conveyors

ZHANG Lei1 BAO Jiusheng1 HAO Jianwei1 YANG Xiaolin2 YIN Yan1 WEI Chunji1

WANG Lei1 GE Shirong3

1.School of Mechanical and Electrical Engineering，China University of Mining and Technology，

Xuzhou，Jiangsu，221116

2.Beijing BeTech Co.，Ltd.，Beijing，100081

3.School of Mechanical and Electrical Engineering，China University of Mining and

Technology-Beijing，Beijing，100083

Abstract： In response to the problems of low transmission efficiency， high power consumption， poor performance in heavy load starting， and asynchronous operations of multiple motors in the traditional asynchronous motor driving system of belt conveyors in coal mines， a multi-motor permanent magnet direct driving belt conveyor was proposed based on the fuzzy active disturbance rejection deviation coupling control strategy. Then， the simulation tests of fuzzy active disturbance rejection deviation coupling control strategy and the on-site industrial tests of underground transportation groove belt conveyor were carried out， and the results show that compared with traditional master-slave control， the multi motor permanent magnet direct driving system of the belt conveyors based on fuzzy PI active disturbance rejection deviation coupling control strategy has a maximum speed difference of only 0.04% among multi motors under rated loads， and a maximum synchronization performance improvement of 99.7%. In the on-site dynamic coal dropping tests， the maximum asynchronous speed is only 2%， which may meet the zero speed heavy load starting requirements of long distance and heavy duty belt conveyors， significantly improving the synchronization performance and anti-interference ability of the multi motor driving system of belt conveyor.

Key words： belt conveyor; permanent magnet direct driving; fuzzy active disturbance rejection; deviation coupling; electromechanical coupling dynamics

0 引言

帶式輸送機是一種連續性強、輸送距離長、運輸穩定性高的散裝物料運輸設備，被廣泛應用于工業、農業等各個領域^［1］。在煤礦，井下輸送機根據運輸工況的不同承擔著多種運輸任務^［2］。目前我國煤礦井下長運距、高帶速、重載帶式輸送機多以異步電機為動力源進行驅動，存在著傳動效率低、故障率高與維護成本高等問題^［3］，不僅嚴重制約了井下煤炭運輸效率與煤礦智能化發展，而且異步電機的高用電量也已無法滿足綠色礦山建設與國家“雙碳”戰略目標。

永磁同步電機（permanent magnet synchronous motor，PMSM）傳動效率可高達98.5%，相比于傳統異步電機，永磁同步電機在轉子結構上采用了永磁體勵磁，無需勵磁繞組，具有結構簡單、功率因數高、啟動轉矩大與耗電量低等顯著優點^［4］。帶式輸送機永磁直驅系統根據永磁電機轉子位置不同可分為內轉子永磁直驅系統和外轉子永磁電動滾筒。永磁直驅系統結構的改造可解決“異步電機+減速器”作為傳動鏈的弊端，憑借其低速大轉矩輸出特性與低能耗特性，目前已在國家能源集團、平煤集團等我國主要大型煤礦井下帶式輸送機上得到了應用^［5］。

在永磁變頻驅動技術領域，工控等傳統行業生產機械多運行在恒轉矩負載下，普遍采用閉環調速控制，其中矢量控制技術應用最為廣泛，通過對d軸勵磁電流與q軸電磁轉矩電流分別進行控制，可實現對永磁電機的高效調節^［6］。如楊小林等^［7］設計了帶式輸送機智能雙閉環矢量控制策略，實現了帶式輸送機永磁直驅；張磊等 ^［8］設計了全永磁驅動帶式輸送機，實現了帶式輸送機永磁直驅與永磁電張緊集成控制。

傳統矢量控制模型的閉環調節器采用雙PI閉環調節，是一種基于誤差反饋來消除誤差的控制方法，存在超調性與快速性之間的矛盾，PI調節為線性組合，也無法處理非線性系統控制問題^［9］，而帶式輸送機在煤礦井下多運行于重載與突變負載等惡劣工況，同時帶式輸送機跑偏、堆煤、打滑等常見故障也會影響驅動系統的運行效率^［10］，因此傳統矢量控制技術已無法滿足需求，亟需改進。

因帶式輸送機運輸距離長，為提高運輸效率，國內外主流大型礦井多采用基于并行控制與主從控制等非耦合策略的多電機驅動系統，但由于驅動裝置的布置形式不同、安裝誤差和負載變化等原因，運行中極易造成各電機間出現轉速不同步現象^［11］，使得輸送帶過度磨損，輸送帶的使用壽命縮短，進而影響輸送機的運行安全和生產效率。

為解決傳統PID控制算法非線性控制效果差以及過分依賴于被控對象精確模型的弊端， HAN^［12］提出了自抗擾控制（active disturbance rejection control，ADRC），該控制算法基于現代控制理論采用了“觀測+補償”的方法來處理控制系統中的非線性與不確定問題，不依賴于被控對象數學模型，僅通過擴張狀態觀測器（extended state observer，ESO）就可估計系統內外擾動情況，實時將系統運行產生的干擾信號主動補償至控制信號，巧妙地解決了傳統PID控制快速性與超調量之間的矛盾。

自抗擾控制技術憑借其精度高、響應速度快與抗干擾能力強等優勢已在永磁電機控制領域得到應用，但目前我國相關科研機構多以永磁電機本體為研究對象進行各類自抗擾智能控制算法的研究，而在驅動系統裝備層面鮮有研究，如LI等^［13］針對永磁電機提出了一種基于徑向基函數神經網絡優化的自抗擾控制策略，實現了對轉子位置的精確估計與控制；邵保領等 ^［14］針對永磁電機傳統滑模控制抖振問題，設計一種自抗擾改進滑?？刂破?，基于新型飽和函數的擴張狀態觀測器估計負載擾動，可降低50%的滑模抖振。

因此，針對帶式輸送機多電機異步驅動系統現有不足，基于永磁驅動技術低速直驅、自抗擾控制算法強抗干擾能力與多電機偏差耦合算法強耦合控制等特性，本文提出了一種永磁直驅帶式輸送機模糊自抗擾偏差耦合多電機控制策略，通過機電耦合動力學模型仿真試驗與井下試驗驗證了所提策略的可行性。

1 帶式輸送機永磁直驅系統設計

針對傳統帶式輸送機多異步電機驅動系統的不足，本研究以內蒙古某礦井下運輸順槽帶式輸送機為永磁直驅改裝對象，通過Belt Analyst仿真軟件進行了參數驗證。

1.1 多電機永磁直驅系統方案

帶式輸送機原驅動系統為3×400 kW礦用隔爆型三相異步電機+CST軟啟動裝置，在不改變原有帶式輸送機基本結構的基礎上，升級為同等功率下3×400 kW的永磁變頻直驅系統。

如圖1所示，升級后的帶式輸送機多電機驅動系統共有2個驅動滾筒，驅動滾筒1與2臺永磁同步電機連接，驅動滾筒2與1臺永磁同步電機連接。變頻控制系統采用一拖一的形式，綜合控制器可通過控制3臺隔爆型低壓變頻器來控制整機驅動系統運行狀態，改造后的基本參數如表1所示。

1.2 多電機永磁直驅系統參數化建模

帶式輸送機機電耦合動力學模型平臺的搭建需基于帶式輸送機基本結構參數，因此，為保證模型的正確性，本研究基于表1中參數，利用Belt Analyst帶式輸送機參數建模軟件搭建了圖2所示的參數仿真模型。

設置啟動時間為120 s，額定帶速為4 m/s，啟動曲線為S形，3臺電機負載比為1∶1∶1，滿載啟動工況下得到了圖3所示的仿真結果。

啟動過程中帶速變化曲線見圖3a，其中帶式輸送機驅動滾筒1、2的速度曲線為平滑S形，且僅在前24 s有小幅度波動，表明速度曲線跟隨特性良好，能夠在滿載下以額定帶速運行。

啟動過程中轉矩變化曲線見圖3b，轉矩變化也與預設功率比保持一致，在前24 s為克服啟動慣性，轉矩存在明顯波動，而隨后可與速度曲線變化保持一致，單臺電機轉矩峰值約為45 kN·m，小于額定轉矩，表明帶式輸送機設計參數可滿足后續仿真需求。

1.3 帶式輸送機機械負載動力學模型

基于帶式輸送機基本結構可搭建機械負載動力學模型，本研究采用了目前帶式輸送機動力學建模最為常見的Kelvin-Vogit并聯式黏彈性力學模型^［15］，將帶式輸送機整條輸送帶劃分為2n個離散單元體模型，可推導得到如下帶式輸送機機械負載動力學矩陣方程：

Mx¨+Cx·+Kx=F（1）

M=diag（m1，m2，…，m2n）

C=

c1+c2n -c1…-c2n

-c1c1+c2 -c2…

…-c2n-2 c2n-2+c2n-1c2n-1

-c2n… -c2n-1c2n+c2n-1

K=k1+k2n -k1…-k2n

-k1k1+k2 -k2…

…-k2n-2 k2n-2+k2n-1k2n-1

-k2n… -k2n-1k2n+k2n-1

式中，mi（i=1，2，…，2n）為第i個離散單元體質量；ki為第i個離散單元體剛度系數；ci為第i個離散單元體阻尼系數；M為質量矩陣；C為阻尼矩陣；K為剛度矩陣；x·為速度矩陣;x¨為加速度矩陣；F為外力矩陣。

2 模糊自抗擾偏差耦合控制策略

針對永磁直驅帶式輸送機多電機驅動系統，本文以非線性自抗擾控制（nonlinear active disturbance rejection control，NLADRC）策略為基本控制模型，結合模糊控制技術與偏差耦合控制技術，設計了模糊自抗擾偏差耦合控制策略。

2.1 單電機NLADRC控制策略

本研究基于傳統雙閉環矢量控制策略，將傳統轉速PI環替換為圖4所示的由跟蹤微分器（tracking differentiator，TD）、非線性擴張狀態觀測器（nonlinear extended state observer，NLESO）和非線性狀態誤差反饋（nonlinear state error feedback，NLSEF）控制律組成的 NLADRC控制器^［16］。

基于常規永磁電機數學模型^［6］，選取帶式輸送機永磁直驅系統實時輸出轉速作為狀態量，可得到如下轉速變化率方程：

dnodt=30π（3Pniqψf2J－TLJ－BaωePnJ）（2）

式中，no為電機實時輸出轉速，r/min；J為永磁電機轉動慣量，kg·m2；Ba為電機阻尼系數，N·m·s；TL為負載轉矩，N·m；Pn為電機極對數；iq為q軸電流，A；ψf為磁鏈，Wb；ωe為電機電角速度，rad/s。

引入狀態空間方程法，可將式（2）轉化為以電機實時輸出轉速no為狀態變量xv1的狀態空間方程標準型，它由狀態方程與輸出方程組成，可表示為

x·v1=fv（·）+Wv+bv0uv

yv=xv1

fv（·）=－30（TL+BaωePn）/（Jπ）

bv0=45Pnψf/（Jπ）（3）

其中，狀態方程輸入信號為uv=iq，x·v1為電機實時轉速變化率，輸出信號yv為狀態變量xv1。fv（·）為控制器內部擾動信號，它由已知擾動信號fv0（·）與未知擾動信號fv1（·）兩部分組成。Wv為外部擾動信號，bv0為控制器調節系數。fv（·）通常是由于速度傳感器實際測試信號存在擾動，以及電機自身參數隨時間變化而產生的，為簡化系統辨識量，選取電機電角速度ω^e為觀測信號，此時fv（·）= fv0（ω^e）+ fv1（·）。

為實現對未知擾動信號fv1（·）的估計，將fv1（·）與Wv之和定義為總未知擾動觀測信號xv2，NLESO可實時對xv2進行估計，令x·v2=f（t），在式（3）基礎上可擴張為雙狀態量的狀態空間方程：

x·v1=fv0（ω^e）+xv2+bv0uv

x·v2=f（t）

yv=xv1（4）

基于圖4所示的NLADRC控制策略模型與式（4）所示的自抗擾控制算法標準范式，可得到NLESO與NLSEF控制器數學模型，表示為

NLESO：ev=xv1－yv

x·v1=xv2+fv0（ω^e）－βv01ev+bv0uv

x·v2=－βv02fal（ev，0.5，δv）

NLSEF：ev1=n*－xv1

uv0=βv1fal（ev1，0.6，δv）

uv=uv0－（xv2+fv0（ω^e））/bv0

fal（e，α，δ）=eδ^1－α" """""|e|≤δ

|e|αsign（e）|e|gt;δ（5）

其中，ev為未知擾動信號產生的誤差，n*為電機額定轉速，ev1為實際需求轉速誤差，uv0為理論控制信號，βv01、βv02、βv1均為NLADRC控制器系統待定系數。fal（e，α，δ）表示原點附近具有線段性的函數，NLESO采用該函數可對系統狀態信號xv1和擾動信號xv2進行觀測并對擾動進行前饋補償，在此基礎上NLSEF將uv0減去擾動信號，最終可得到實際需求控制信號uv。

2.2 模糊PI偏差耦合多電機控制策略

針對傳統多電機并行控制與主從控制不足，本研究基于傳統轉速環PI控制設計了圖5所示的偏差耦合多電機控制模型。

以1號電機控制過程為例，給定系統同一目標轉速n*，在電機運行過程中實時地將1號電機的NLESO實時觀測轉速z1與2號、3號電機的觀測轉速z2、z3輸入至偏差耦合控制器進行差值計算，可得到1號電機的轉速補償值β1，將β1與n*加和后再與z1進行差值計算，可得到需求轉速誤差e1，在此基礎上將e1輸入至NLADRC控制器中，最終可實現對1號電機的控制，其中偏差耦合控制器的表達式具體如下：

β1=（kp1+ki1s）（z1－z2）+（kp1+ki1s）（z1－z3）

β2=（kp2+ki2s）（z2－z1）+（kp2+ki2s）（z2－z3）

β3=（kp3+ki3s）（z3－z1）+（kp3+ki3s）（z3－z2）（6）

式中，βj（j=1，2，3）為第j臺電機的轉速補償值；kpj、kij分別為第j臺偏差耦合控制器中的比例增益和積分增益。

如式（6）所示，傳統偏差耦合控制策略中比例增益kpj和積分增益kij均為定值，當某臺電機所受負載發生突變時，電機間仍會出現轉速不同步的現象。為進一步提高驅動系統的抗干擾能力與動態特性，在式（6）的基礎上引入模糊PI控制策略，通過模糊判斷將Δkpj與Δkij實時補償到原偏差耦合控制器內，可得到如下模糊PI偏差耦合控制器，其表達式如下：

β1=（kp1+Δkp1+ki1+Δki1s）（z-－z1）

β2=（kp2+Δkp2+ki2+Δki2s）（z-－z2）

β3=（kp3+Δkp3+ki3+Δki3s）（z-－z3）

z-=（z1+z2+z3）/3（7）

其中，Δkpj、Δkij（j=1，2，3）分別為第j臺電機耦合控制器中的比例增益補償和積分增益補償；z-為3臺電機轉速觀測信號的平均值，r/min。因3臺電機結構參數一致，對此為簡化控制方法，令3臺電機的比例增益補償與積分增益補償數值一致，即Δkp=Δkp1=Δkp2=Δkp3，Δki=Δki1=Δki2=Δki3。

選取z-與第j臺電機的觀測轉速值zj的差值作為模糊控制器輸入變量ecj，ecj變化率為輸入變量edj，輸出變量為Δkp、Δki。制定模糊語言集合為{NB（負大），NM（負中），NS（負小），ZO（零），PS（正小），PM（正中），PB（正大）}，進而可選取圖6所示的高斯函數與三角形函數相結合的函數作為輸入與輸出變量的隸屬度曲線，并制定表2和表3所示的模糊控制決策表。

基于NLADRC控制器與模糊PI偏差耦合控制器數學模型，通過MATLAB/Simulink軟件可搭建圖7所示的仿真模型。

3 模糊ADRC偏差耦合控制策略仿真

為驗證模糊自抗擾偏差耦合控制策略的控制性能，本文基于狀態空間方程搭建永磁直驅帶式輸送機的機電耦合動力學模型開展多工況下的仿真試驗。

3.1 永磁直驅帶式輸送機的機電耦合模型

如圖8所示，永磁直驅帶式輸送機的機電耦合動力學模型由永磁直驅系統電氣控制模型與機械負載動力學模型通過狀態空間方程耦合而成。圖8中，Te1、Te2、Te3分別為3臺電機的輸出電磁轉矩，TL1、TL2分別為驅動滾筒1和驅動滾筒2的負載轉矩，ωd1、ωd2分別為驅動滾筒1和驅動滾筒2的角速度。

基于圖8所示的機電耦合動力學模型，依據式（1）可通過MATLAB/Simulink搭建機械負載動力學仿真模型，在此基礎上將其與圖7所示的模糊PI偏差耦合多電機控制策略仿真模型進行機電耦合，最終可搭建圖9所示的機電耦合動力學仿真模型并作為仿真平臺開展相關試驗。

為模擬帶式輸送機真實運行工況，選取帶式輸送機永磁直驅系統目標轉速n*、承載段與空載段離散單元體質量m作為邊界條件，永磁電機基本仿真參數如表4所示。

3.2 NLADRC控制策略試驗

為驗證NLADRC控制策略性能，對比傳統PI雙閉環控制與NLADRC控制策略，設置仿真邊界條件如下：

如圖10所示，為克服帶式輸送機系統啟動慣性，帶式輸送機驅動系統在啟動階段存在波動與超調現象，其中傳統PI控制器的轉速與a相電流在前0.29 s啟動階段有明顯超調，超調量高達12%。而NLADRC控制器響應時間為0.17 s，最大超調量為5.3%，對比傳統PI控制器超調量減少了55.8%，啟動時間縮短了41.4%。在第4 s帶式輸送機重載運行（50%運輸量）時，與傳統PI控制器相比，NLADRC控制器轉速波動明顯更小，輸出電磁轉矩斜率也更大，表明NLADRC控制器在啟動與負載突變下的響應速度與抗干擾能力明顯優于采用傳統PI控制器。

3.3 模糊PI偏差耦合控制策略仿真試驗

為驗證模糊PI偏差耦合多電機控制策略性能，對比傳統主從控制與模糊PI偏差耦合控制策略，設置仿真邊界條件如下：

n*=75 r/min

10%運輸量：m=588.2 kg（0lt;tlt;1 s）

40%運輸量：m=2352.8 kg（1 s≤tlt;2 s）

60%運輸量：m=2352.8 kg（2 s≤tlt;3 s）

100%運輸量：m=5882 kg（3 s≤tlt;4 s）

10%運輸量：m=588.2 kg（4 s≤t≤5 s）（9）

如圖11、圖12和表5所示，對比傳統主從控制策略與模糊PI偏差耦合控制策略的輸出轉速曲線與轉速差曲線可得，帶式輸送機在前4 s的運輸量逐漸增加到滿載運行工況的過程中多次發生負載突變，無論是主從控制還是模糊PI偏差耦合控制，多電機驅動系統都會發生速度波動。

主從控制策略下，由于存在響應滯后等原因，1號電機作為主電機響應速度要明顯大于2號電機和3號電機的響應速度，其中在第4 s滿載工況下，輸出峰值轉速差高達8.7 r/min，而最大不同步度也高達11.6%，表明3臺電機的同步性差，無法滿足帶式輸送機多電機驅動需求。

在模糊PI偏差耦合控制策略下，3臺電機基于偏差耦合控制模式，并無主電機與從電機之分，在負載突變時3臺電機能夠迅速響應，不僅速度變化曲線一致，最大不同步度僅為0.04%，而且輸出峰值轉速差也僅為0.28 r/min，波動也明顯小于主從控制時，表明相較于傳統主從控制，模糊PI偏差耦合控制策略能夠大幅度提高驅動系統的同步性能，尤其在滿載工況下運行時，同步性能最大可提高99.2%。

為驗證模糊PI偏差耦合控制策略下多電機驅動系統的轉矩分配與功率平衡效果，設置在前3 s時3臺永磁電機功率配比為1∶1∶1，而在第4 s滿載運輸量下設置功率配比為1∶1∶1.5。

如圖13a所示，在主從控制策略下，2號、3號從電機在運輸量增大時會產生明顯的瞬間負向電磁轉矩，這是因為在負載突變瞬間，2號、3號從電機響應速度小于1號主電機響應速度，存在明顯滯后性。而主電機因負載過大，電機轉速會瞬間降低，此時角加速度為負，導致2號、3號從電機會產生負向電磁轉矩，最大負向電磁轉矩約為-10 kN·m，影響了帶式輸送機的運行平穩性。

如圖13b所示，在模糊PI偏差耦合控制策略下，3臺永磁電機在多次負載突變下均能迅速響應，沒有滯后現象，也并無負向值，運行狀況良好。在前3 s時3臺電機的輸出電磁轉矩曲線一致，能夠滿足輸出轉矩平衡。而在第4 s滿載工況下，3號從電機輸出電磁轉矩變為原來的1.5倍，3臺電機雖然處于不同的功率分配比下，但3臺電機的輸出電磁轉矩曲線仍保持一致，結合圖11b和表5可知，在不同功率配比下，3臺電機的最大轉速不同步度最小僅為0.04%，幾乎無轉速差。

如圖14所示，在同一功率配比下，3臺電機的輸出a相電流曲線均為相位相同的等幅正弦波曲線，表明3臺電機輸出功率一致，可以滿足多電機輸出功率平衡需求。而在第4 s滿載運輸量時，3號從電機負載變為原來的1.5倍后，電流瞬時增大，但也小于額定電流220 A，可以滿足設計需求。

4 永磁直驅系統工業性試驗

為進一步驗證永磁驅動改裝后的帶式輸送機多電機永磁直驅系統性能以及控制策略實際效果，本研究在內蒙古某煤礦井下進行了工業性試驗。

4.1 多電機永磁直驅帶式輸送機系統

圖15所示為改造完成后的多電機永磁直驅帶式輸送機，永磁直驅系統由3臺TBYC4-400-32永磁同步電機組成，永磁控制系統由3臺BPJ-1140型隔爆低壓變頻器與1臺KXJ-025型綜合控制器組成，控制器內置有多電機模糊PI偏差耦合控制策略代碼。

4.2 重載啟動與動態落煤現場試驗

為驗證多電機永磁直驅帶式輸送機的性能，可先由順槽轉載機在帶式輸送機輸送帶上堆滿煤炭，隨后再停機重啟，以模擬帶式輸送機重載啟動運行工況（圖16）。在15 s后順槽轉載機開機，順槽轉載機內的煤炭可持續不斷地落在輸送帶上，進而可模擬帶式輸送機動態負載運煤工況，用來試驗驗證多電機永磁直驅系統的多電機運行同步性與抗干擾能力。

為實現多電機永磁直驅系統柔性重載啟動，減小系統的啟動沖擊，可采用下式所示的正弦速度曲線：

no=752（1-cosπ15t）" 0≤tlt;15

7515≤t≤30（10）

將KXJ-025型綜合控制器數據導出后通過MATLAB軟件作圖可得到圖17所示的結果。

由圖17a和圖17b可知，帶式輸送機在零速重載啟動瞬間下，為克服啟動慣性，3臺永磁電機均會產生較大的啟動轉矩，其中單臺電機最大輸出電磁轉矩約為48 kN·m，小于設計階段額定電磁轉矩50 kN·m，表明了多電機永磁直驅系統設計的合理性。而在30 s的運行過程中，因帶式輸送機運輸負載處于動態變化中，所以輸出電磁轉矩處在30.0～34.7 kN·m范圍內變化，而3臺電機的輸出轉速曲線仍可以沿著式（10）所設計的正弦速度曲線運行，僅在前3 s產生小幅度波動，

表明基于模糊自抗擾偏差耦合多電機控制策略可以實現帶式輸送機的重載零速啟動，在負載動態變化下也可以保持較強的抗干擾能力，減小了帶式輸送機因驅動系統啟動轉矩不足而導致的打滑事故發生的概率。

如圖17c所示，帶式輸送機3臺電機轉速差均在±1.5 r/min范圍內，而第15 s后的轉速差大于前15 s的轉速差，這是因為15 s后順槽轉載機開始繼續向帶式輸送機輸送帶上轉運煤炭，因落煤量處于動態變化，導致帶式輸送機轉速也在動態變化，但轉速誤差均在±1.5 r/min范圍內，與額定轉速75 r/min的最大偏差量相比也僅為2%，表明針對多臺永磁電機的偏差耦合控制策略可以實現多電機驅動系統在負載動態變化與未知擾動情況下的同步運行。

5 結論

針對煤礦井下長距離、大運量與多點驅動帶式輸送機異步電機驅動系統在驅動效率方面存在的不足，提出了一種基于模糊自抗擾偏差耦合控制策略的多電機永磁直驅帶式輸送機系統，通過對多工況下機電耦合動力學模型仿真試驗與現場工業性試驗進行了驗證，得到以下結論：

（1）基于Belt Analyst帶式輸送機動態仿真軟件，以內蒙古某煤礦井下長距離帶式輸送機為改造對象，開展了3×400 kW多電機永磁直驅系統參數化設計，通過動態仿真試驗驗證了參數設計的合理性，可以滿足滿載啟動需求與多電機功率平衡。

（2）基于模糊控制、自抗擾控制與偏差耦合多種控制算法，設計了模糊自抗擾偏差耦合多電機控制策略，將帶式輸送機的機電耦合動力學模型作為仿真試驗平臺進行多工況試驗，結果表明：采用模糊自抗擾偏差耦合控制策略后，在額定負載下永磁直驅系統的單臺電機轉速波動量最大為3.9%，具有較強的抗干擾能力；而多臺電機的最大轉速不同步度最小僅為0.04%，與主從控制相比同步性能最大可提高99.7%，能夠滿足多電機協同控制需求。

（3）通過煤礦井下重載啟動與轉載機動態落煤試驗驗證了帶式輸送機多電機永磁直驅系統與智能控制策略的可行性，結果表明：采用模糊自抗擾偏差耦合控制策略的帶式輸送機能夠實現零速重載啟動，有效減小了對帶式輸送機的啟動沖擊，在負載動態變化過程中多臺電機之間最大轉速不同步度僅為2%，動態特性良好，有效解決了傳統帶式輸送機多機驅動系統同步性差的問題。

參考文獻：

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（編輯 胡佳慧）

作者簡介：

張 磊，男，1994年生，博士研究生。研究方向為礦山運輸裝備智能驅動技術。發表論文15篇。E-mail：machinezl@cumt.edu.cn。

鮑久圣（通信作者），男，1979年生，教授、博士研究生導師。研究方向為礦山智能運輸與無人駕駛技術。出版專著4部，發表論文150余篇。E-mail：cumtbjs@cumt.edu.cn。