多机架、热连轧精轧机中压传动系统的研究及应用

南永辉，张 哲，何成昭，周振邦，刘建平，周伟军

（中车株洲电力机车研究所有限公司，湖南 株洲 412001）

轧机主传动系统在整条冶金轧制生产线中占有非常重要的地位，是冶金企业生产的生命线[1-3]。多机架、热连轧精轧机生产线具有生产效率高、设备投资大、多机架相互耦合等特点，因此对轧机主传动系统的性能和可靠性要求更高。

交直交变频器具有网侧谐波小、电机调速范围宽等优势，已成为轧机主传动技术发展的必然趋势。文献[3-4]介绍了国内中压变频器在单机架冷轧机、热轧机的应用；
文献[5]提出了轧机两重化网侧变流器谐波优化控制策略及变压器直流偏磁综合补偿方法；
文献[6]介绍了三电平双模块并联协同特定谐波消除脉宽调制网侧控制方法；
文献[7]对热轧机进行了主传动系统建模和振动分析；
文献[8-10]分析轧机扭振的原因并介绍了抑制控制方法。上述文献对轧机主传动系统部分应用领域做了相应研究，但是并不能直接应用于多机架精轧机。由于多机架、热连轧精轧机的主传动系统是涉及多学科的综合工程，其比传统单机架主传动系统更为复杂，特别是精轧机直接产出产品，因而对主传动系统的综合性能要求更高，因此热连轧领域的中压变频器产品长期被国外公司所垄断。

本文针对河北某钢铁现场八机架、热连轧精轧机的工艺控制要求，提出一种高性能传动控制方案，实现了国内首个热连轧国产中压变频器的应用。本文将针对该系统方案中网侧控制、电机控制及现场应用情况进行详细介绍。

图1示出一套由8个主传动单元（F1～F8）组成的连续轧制系统。每个主传动单元由变压器、网侧变流器（AC/DC）、机侧变流器（DC/AC）、电励磁同步电机（electrically excited synchronous motor，EESM）和励磁单元等组成。正常工作时，每台变流器接受自动化指令执行电机速度闭环控制，通过电机带动齿轮箱和工作辊等机械装置来实现对钢带的依次连续轧制。钢带从F1开始轧制，依次通过F2～F8，最后变成目标厚度的钢带产品。由于钢带越轧越长，某一段时间内F1～F8会同时对钢带进行轧制，因此相比单机架系统，多机架系统生产效率更高；
但多个机架之间由于钢带的耦合会使转矩相互扰动，在生产过程中，任何一个机架的性能和可靠性都会对产品质量和生产安全产生影响。

图1 传动系统结构图Fig.1 Structure diagram of the transmission system

本传动系统方案分为8个主传动单元。主传动单元中的每台变压器把10 kV电压转化为3.15 kV电压，为了降低变压器的生产成本和用户备件成本，8台变压器采用统一型号（变压器移相角度相同），并通过对变流器的载波相移控制和谐波抑制措施使高压电网侧谐波指标符合要求。网侧和机侧变流器采用结构相同的二极管箝位式三电平变流器主电路。网侧变流器为传动系统提供稳定的直流电压，通过对机侧变流器和励磁单元的协调控制来实现对电机转速和转矩的控制，进而满足工艺要求。

主传动三电平四象限整流环节主要具有总电压稳定控制、中点电压平衡控制及制动能量回馈电网等功能，并且需要高压侧总电流谐波满足电网要求。本方案网侧变流器控制原理如图2所示，其中usabc为电网三相电压；
ud1、ud2分别为测量的直流侧上半桥电压、下半桥电压分别为总直流电压的指令和测量值；
分别为输出电压指令在dq和αβ坐标系下对应分量；
iabc为整流器输出三相电流；
iαβ为测量电流在αβ坐标系下对应分量为电压的d轴电流分离为有功电流预测前馈量；
分别为有功、无功电流指令；
id、iq分别为基波有功、无功电流反馈；
idq、idq5、idq7分别为电流在dq坐标系下的基波、5次谐波和7次谐波；
θ为数字锁相环（PLL）得到的网压同步相位；
Pm为负载功率；
PI、GI分别为比例积分控制器、谐波控制器；
LPF为低通滤波器；
δ为载波相移角度，每个机架设置值不同，各相差22.5°。

图2 网侧变流器控制框图Fig.2 Control block diagram of grid side converter

该方案采用直流电压外环、有功/无功电流内环的控制策略。其将直流电压外环输出和负荷功率前馈电流分量相加，以保证在负载突变时直流电压能够快速响应；
无功电流内环控制用于实现全工况下网侧变流器接近单位功率因数运行；
电压均衡控制环节用于实现三电平电路上、下半桥电压的平衡；
8个电机的控制算法完全相同，通过对载波相移参数进行不同设置来降低高压侧电流谐波。

谐波控制器的频域传递函数如式（1）所示。

式中：kp——比例系数；
kr——谐振系数；
s——拉普拉斯算子；
ωc——截止角频率；
ωh——谐波角频率。

同步电机的控制性能直接影响主传动单元的性能。本节主要介绍气隙磁场下电机的控制模型，分析扭振产生的原因及应对措施。

3.1 气隙磁链定向矢量控制

气隙磁链定向工况下，定子电压方程如式（2）所示，电机转矩方程如式（3）所示，机械运动方程如式（4）所示[3]：

式中：usm——M轴定子电压；
ust——T轴定子电压；
ism——M轴定子电流；
ist——T轴定子电流；
Rs——电机定子电阻；
Lsl——电机漏感；
ψδ——气隙磁链；
ωm——电机同步机械角频率；
Te——电磁转矩；
Tl——负载转矩；
B——摩擦因数；
J——转动惯量；
np——电机极对数。

3.2 轴系扭振分析和措施

轧机主传动单元包含电机、齿轮箱、联轴器、工作辊及支撑辊等诸多机械环节，该系统是一个复杂、多惯量、弹性系统。为了分析方便，工程上可简化系统模型（图3），其动力学方程如式（5）所示[8]。图3中，θm和θl分别为电机旋转角度、轧辊旋转角度。

图3 两惯量系统结构Fig.3 Structure of dual-inertia-system

式中：Tsh——弹性轴转矩；
Jm——电机转动惯量；
Jl——轧辊转动惯量；
ωl——轧辊旋转角速度；
Ksh——弹性轴刚度系数。

电机转子和轧辊机械瞬时转速和转角并不完全相同，弹性轴引起的振动即扭振，其影响产品质量，严重时会造成生产机械部件的损坏。扭振的大小与负荷变化的快慢、轴系的弹性/惯量分布、传动控制响应快慢等因素相关。产生扭振的原因大致如下：

（1）轧机机械固有频率与传动电气频率产生的机电共振；

（2）电机编码器安装同心度不够、编码器信号受干扰和传动控制参数匹配不合理；

（3）在咬钢、抛钢等瞬态过程中，轧辊承受冲击性负荷，电机转矩若不能快速响应负载变化则容易发生扭振；

（4）轧制材质特性、机械装置同心度和活套控制等因素导致的异常周期性变化。

3.3 扭振抑制措施

针对第一种原因扭振，主传动控制一方面可以对扭振速度点进行躲避设置，以避免电机在扭振点长期运行；
另一方面，对于已知的扭振频率点，可以在速度反馈通道加入陷波滤波器来抑制扭振。针对第二种原因扭振，主传动控制通过规范编码器的安装过程和选型以及采取硬件和软件抗干扰等措施来抑制。针对第三种原因扭振，采用负荷观测器引入转矩前馈控制可以有效抑制。针对第四种原因扭振，传动控制缺乏主动应对措施，本文暂不涉及。

3.3.1 陷波滤波器

在传动控制的速度反馈通道设置陷波滤波器，使其特征频率等于轧机扭振固有频率，即扭振频率的增益为零，则可实现对固有频率的扭振抑制。本方案采用二阶陷波滤波器，其传递函数可以表示为

式中：A0——滤波器增益；
ωn——特征角频率；
M0——等效品质因数。

3.3.2 负荷观测器

从式（4）可以看出，当轧机负荷转矩突然变化时，如果电机电磁转矩不能及时响应，则必然造成转速的较大变化：一方面会造成较大的动态速降，从而影响产品质量；
另一方面，很可能会产生扭振。本方案构造的负荷转矩观测控制器如图4所示。图中，k和h都为增益系数，ωmobz为角频率观测值，Tlobz为转矩观测值。

图4 滑模负荷转矩观测器Fig.4 Sliding mode load torque observer

3.4 转动惯量辨识

转动惯量对于速度环的设计和负荷转矩辨识都有着重要意义。本文提出一种两次加速法辨识转动惯量，其通过在空载工况下对式（4）进行修正而得到。

对式（7）进行调整，得到

式中：Te1——电机转矩1；
Te2——电机转矩2；
Δωm1——机械角频率差1；
Δωm2——机械角频率差2；
Δt1——时间差1；
Δt2——时间差2；
ωmstart——测量起点角频率；
ωmstop——测量终点角频率。

求解式（8）即可得到转动惯量和摩擦因数。

3.5 电机控制系统方案

图5示出本项目中电机控制系统方案，其主要包括速度调节器、负载观测器、电机模型及电流控制等单元。其中，编码器信号处理单元具有低通滤波器和陷波滤波器的功能，主要负责把收到的编码器信号转化为可用的速度和位置信息；
电机模型单元根据采集到的电压、电流和速度等信息，实现磁链计算、转矩计算及电流分配等功能；
负载转矩观测单元根据电机模型计算的转矩和速度信息计算出负载转矩，然后该负载转矩与速度调节器的输出叠加，得到转矩给定；
电流控制单元根据转矩指令和位置信息等完成M轴和T轴电流的闭环矢量控制；
励磁控制单元主要完成励磁电流闭环控制；
空间矢量脉宽调制（space vector pulse width modulation，SVPWM）单元负责把两相静止坐标系电压转为三相三电平的触发脉冲。图5中，ω*m为角频率给定；
Tl和T*e分别为观测负载转矩、转矩给定；
usα和usβ分别为两相静止坐标系下对应电压分量；
ia和ib分别为电机A相和B相的电流；
i*f和if分别是励磁电流指令和反馈信息；
θδ和θr分别为气隙角和转子角。

图5 电励磁同步电机控制框图Fig.5 Control block diagram of rolled EESM

为了验证本文所述主传动系统方案的网侧和机侧性能，对其进行了仿真和实验验证。电机的主要参数如下：额定功率为3 000 kW，额定电压为3 150 V，额定电流为566 A，额定转速为350 r/min，电机额定转矩为81 857 N·m。

4.1 仿真

4.1.1 网侧控制仿真

图6示出网侧电流波形。可以看出，采用多重化变流器后，变压器高压10 kV侧电流谐波非常低，总谐波电流含量小于2%，满足标准GB/T 14549-1993《电能质量公用电网谐波》要求。

图6 电网侧电流波形Fig.6 Waveforms of power grid current

4.1.2 电机陷波滤波器扭振抑制仿真

图7示出电机陷波滤波器扭振抑制仿真波形。可以看出，采用陷波滤波器后，当发生扭振脉动时，转速脉动和转矩脉动明显降低，抑制了扭振现象的发生。

图7 陷波滤波器控制波形Fig.7 Notch filter control waveform

4.2 现场应用

将本文所提出的主传动系统方案应用在河北某钢厂热连轧现场，其通过了性能验证及可靠性考核。图8示出八机架热连轧精轧轧机主传动系统实物。

图8 多机架热连轧轧机主传动系统Fig.8 Practical main drive system of multi-stand hot continuous rolling mill

图9示出现场10 kV母线电压谐波测试数据。可以看出，U相电压总谐波含量≤2.1%，V相电压总谐波含量≤2%，W相电压总谐波含量≤2.1%，满足国标GB/T 14549-1993电压总谐波含量≤4%的要求。

图9 10 kV电网侧电压谐波波形Fig.9 Harmonic voltage waveforms in 10 kV grid side

图10示出连轧机轧制一块钢时的4个电机（F5～F8）的转速和转矩波形。可以看出，轧制一块钢大约需要1 min，期间电机的转速和转矩一直处于动态变化中。

图10 F5到F8电机的转速和转矩波形Fig.10 Speed and torque waveforms of F5 to F8 motors

图11示出F6电机的转速和转矩波形。可以看出，在咬钢和抛钢时，由于负荷观测器的作用，电机转矩可以随着负载变化而快速反应，因此速度仅出现小幅变化。在加速和减速过程中，转速反馈紧密跟踪转速指令（动态转速跟踪误差小于1.5 r/min）；
在恒定速段，电机转速无波动，稳态转速误差小于0.5 r/min。整个轧制过程中，主传动系统各项技术指标均能满足轧制生产工艺要求。

图11 F6机架转速和转矩轧制波形Fig.11 Speed and torque rolling waveforms of F6

针对国内首个全自主化的多机架、热连轧精轧机主传动系统的要求，本文设计了一种传动控制方案，其网侧变流器控制具有低谐波特点和中点电压平衡控制功能；
同时，结合理论和工程经验，本文分析了轧机扭振产生的原因，提出一种转动惯量辨识方法，所提出的基于气隙磁链定向矢量控制方法具有扭振抑制、负荷扰动抑制的特点。实际运行结果显示，所设计的方案正确可行，电网谐波、电机转速/转矩响应等技术指标符合要求，满足现场高性能轧制需求，具有较大的推广应用价值。未来，将会深化研究更大功率、更高性能的热连轧和冷连轧主传动系统及控制策略，持续推进国产化中压轧机主传动系统的技术进步。