徐永明，孟大偉，沙亮

(哈爾濱理工大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱150080)

0 引言

我國(guó)油田開采已經(jīng)進(jìn)入中后期，游梁式抽油機(jī)耗費(fèi)鋼材多，并且難以適應(yīng)水平井、叢式斜井和稠油井，而潛油電機(jī)驅(qū)動(dòng)的無桿采油以其使用材料少、節(jié)約能源、能適應(yīng)各種復(fù)雜的井況、能達(dá)到高揚(yáng)程大排量等優(yōu)勢(shì)越來越受到各大油田的歡迎，尤其是海上油井[1－3]。

潛油電機(jī)作為整個(gè)潛油電泵機(jī)組的動(dòng)力機(jī)，是保障整個(gè)機(jī)組正常運(yùn)轉(zhuǎn)的關(guān)鍵部分。潛油電機(jī)的性能不僅影響電泵機(jī)組的壽命，同時(shí)還影響原油產(chǎn)量和采油成本[4]。本文結(jié)合工程實(shí)際，修正了潛油電機(jī)設(shè)計(jì)方法。設(shè)計(jì)制造了實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，通過對(duì)其型式實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了修正的設(shè)計(jì)方法的準(zhǔn)確性。

1 潛油電機(jī)的特殊機(jī)構(gòu)

潛油電機(jī)是一種立式工作于油井1 000 m以下的特殊三相異步電動(dòng)機(jī)，結(jié)構(gòu)細(xì)長(zhǎng)[5－8]，如圖 1所示。為了安全可靠運(yùn)行，潛油電機(jī)定轉(zhuǎn)子都采用分段結(jié)構(gòu)。轉(zhuǎn)子由很多獨(dú)立的鼠籠轉(zhuǎn)子單元構(gòu)成，兩個(gè)轉(zhuǎn)子單元之間裝有扶正軸承。對(duì)應(yīng)的定子位置是由銅疊片構(gòu)成的隔磁段。氣隙充滿潤(rùn)滑油。電機(jī)轉(zhuǎn)軸內(nèi)部空心，軸上開孔可與氣隙相連。潛油電機(jī)正常運(yùn)行時(shí)，密封在電機(jī)內(nèi)部的潤(rùn)滑油隨著轉(zhuǎn)子帶動(dòng)打油葉輪高速旋轉(zhuǎn)，將氣隙中的電機(jī)潤(rùn)滑油通過轉(zhuǎn)軸的徑向油孔壓入轉(zhuǎn)軸的空心腔內(nèi)，再?gòu)钠渖隙顺隹谠倭骰氐綒庀吨腥?。這樣形成了一個(gè)閉合的油路循環(huán)系統(tǒng)[9－10]。止推軸承裝在潛油電機(jī)的上接頭內(nèi)，承受電機(jī)轉(zhuǎn)子的重量和由于電機(jī)轉(zhuǎn)軸偏置引起的徑向拉力。

圖1 潛油電機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure sketch map of submersible motor

以往潛油電機(jī)設(shè)計(jì)多采用普通感應(yīng)電機(jī)的設(shè)計(jì)方法。而事實(shí)上由于定子隔磁段和轉(zhuǎn)子扶正軸承的存在，必然會(huì)對(duì)潛油電機(jī)的電磁參數(shù)產(chǎn)生較大影響，進(jìn)而對(duì)潛油電機(jī)性能產(chǎn)生影響[11]。必須對(duì)現(xiàn)有設(shè)計(jì)方法研究改進(jìn)，總結(jié)適合潛油電機(jī)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)的設(shè)計(jì)方法。

2 潛油電機(jī)參數(shù)與性能計(jì)算修正方法

2.1 等效鐵心長(zhǎng)

潛油電機(jī)軸向上有十幾個(gè)甚至幾十個(gè)隔磁段，電機(jī)鐵心等效長(zhǎng)度應(yīng)考慮到因隔磁段而引起的損失寬度，即

式中:l為鐵心長(zhǎng);nv1為定子隔磁段數(shù);bv1為考慮邊緣效應(yīng)后的等效隔磁段長(zhǎng)度，類似于中大型電機(jī)徑向通風(fēng)道的損失寬度;δ為單邊氣隙長(zhǎng)度。

凈鐵心長(zhǎng)為

式中:kfe為鐵心疊壓系數(shù)。

2.2 端部漏抗

潛油電機(jī)定子隔磁段對(duì)電抗的影響計(jì)入隔磁段漏抗，其繞組端部漏抗仍可采用傳統(tǒng)的計(jì)算方法[12]。

潛油電機(jī)的轉(zhuǎn)子是由多個(gè)獨(dú)立的籠型轉(zhuǎn)子單元構(gòu)成，因此相當(dāng)于增加了轉(zhuǎn)子端部。再考慮轉(zhuǎn)子扶正軸承的影響，通過大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的統(tǒng)計(jì)分析得到修正系數(shù)，最終潛油電機(jī)轉(zhuǎn)子的端部漏抗的計(jì)算公式為

式中:ξ為通過實(shí)驗(yàn)統(tǒng)計(jì)平均值得到的修正系數(shù)，潛油電機(jī)中ξ=0.87;nv為潛油電機(jī)轉(zhuǎn)子中扶正軸承數(shù)為扶正軸承總的有效長(zhǎng)度;lB為轉(zhuǎn)子導(dǎo)條總的有效長(zhǎng)度;lt2為轉(zhuǎn)子鐵心總的有效長(zhǎng)度;p為極對(duì)數(shù);Cx為漏抗系數(shù);DR為端環(huán)平均直徑。

2.3 定子隔磁段漏抗

潛油電機(jī)單段定子隔磁段漏抗曲線族如圖2所示。潛油電機(jī)隔磁段處漏磁所對(duì)應(yīng)的漏抗，將之定義為隔磁段漏抗，此漏抗難以用傳統(tǒng)的磁鏈法求解，必須用場(chǎng)的方法對(duì)進(jìn)行求解，選取一段隔磁段及部分鐵心進(jìn)行有限元分析[13]。通過求解隔磁段部分的矢量磁位A，得到一段隔磁段的磁場(chǎng)儲(chǔ)能 WE1，進(jìn)而得到整段的隔磁段漏抗[14－15]

式中:角頻率ω1=2πf;WE1為一段隔磁段儲(chǔ)能;Im為定子相電流幅值。

圖2 潛油電機(jī)單段定子隔磁段漏抗曲線族Fig.2 Curve group of leakage reactance in a single magnetic isolated segment of submersible motor stator

2.4 扶正軸承引起的附加損耗

漏磁場(chǎng)會(huì)在扶正軸承上產(chǎn)生渦流損耗，即為扶正軸承附加損耗。根據(jù)經(jīng)典電磁理論，體積V內(nèi)渦流損耗密度為[16－18]

式中:J為渦流電流密度的瞬時(shí)值;ρ為電阻率;ρi為單元的電阻率;J的下標(biāo)R和I分別表示復(fù)矢量相應(yīng)分量的實(shí)部和虛部;i表示單元號(hào);ΔVi為單元的體積;Ne為體積V內(nèi)單元數(shù)。

2.5 機(jī)械損耗計(jì)算

潛油電機(jī)機(jī)械損耗 Pfw由扶正軸承摩擦損耗Pz、止推軸承動(dòng)、靜塊的摩擦損耗P0和轉(zhuǎn)子與潤(rùn)滑油的摩擦損耗Pf組成，即

2.5.1 扶正軸承的摩擦損耗

電機(jī)在裝配時(shí)，不可避免的使電機(jī)定轉(zhuǎn)子氣隙存在一定的不均勻，造成定轉(zhuǎn)子相對(duì)偏心，產(chǎn)生單邊磁拉力，使得扶正軸承承受一定的負(fù)荷，產(chǎn)生扶正軸承摩擦損耗Pf。潛油電機(jī)單邊磁拉力FM0為

式中:β為經(jīng)驗(yàn)系數(shù);δ為單邊氣隙長(zhǎng);e0為初始偏心;Bδ為潛油電機(jī)的氣隙磁密;D2為潛油電機(jī)的轉(zhuǎn)子外徑;μ0為空氣磁導(dǎo)率。

由于單邊磁拉力所產(chǎn)生的扶正軸承摩擦損耗為

式中:f為摩擦系數(shù);d為扶正軸承直徑;v0為轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)速度。

2.5.2 止推軸承動(dòng)、靜塊的摩擦損耗

潛油電機(jī)在正常工作時(shí)，止推軸承的靜塊承受整個(gè)轉(zhuǎn)子的重量而產(chǎn)生摩擦損耗。止推軸承的摩擦損耗P0與承推力負(fù)荷(即轉(zhuǎn)子質(zhì)量)、電機(jī)潤(rùn)滑油的粘度、止推瓦圓周速度以及止推瓦的平均單位壓力有關(guān)[19]，即

式中:K1為摩阻系數(shù);G為轉(zhuǎn)子質(zhì)量;v為止推瓦的平均圓周速度;P為止推瓦的平均單位壓力;lE為止推瓦長(zhǎng);μ為潛油電機(jī)潤(rùn)滑油粘度。

2.5.3 轉(zhuǎn)子與潤(rùn)滑油之間油摩損耗

將電機(jī)定轉(zhuǎn)子近似為兩個(gè)光滑圓柱，忽略定轉(zhuǎn)子開槽后槽口影響。潤(rùn)滑油與轉(zhuǎn)子之間的油摩損耗轉(zhuǎn)化為求解氣隙內(nèi)流體隨內(nèi)圓柱旋轉(zhuǎn)因其粘度所造成的粘滯損耗[20]。

討論潤(rùn)滑油在細(xì)長(zhǎng)的潛油電機(jī)定轉(zhuǎn)子之間運(yùn)動(dòng)時(shí)，采用柱坐標(biāo)系(r，θ，z)，設(shè)轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)角速度為ω0，轉(zhuǎn)子的外圓半徑為R2，定子的內(nèi)圓半徑為R1，則其中隨轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)的潤(rùn)滑油的運(yùn)動(dòng)速度為

假定潤(rùn)滑油服從牛頓內(nèi)摩擦定律。在柱坐標(biāo)系中，潤(rùn)滑油的運(yùn)動(dòng)速度只有圓周分量，比例常數(shù)μ為流體的粘度，則剪應(yīng)力為

將式(10)帶入到式(11)并令 r=R2得到轉(zhuǎn)子表面的切應(yīng)力即為摩擦力表達(dá)式為

式中的負(fù)號(hào)說明潤(rùn)滑油作用于轉(zhuǎn)子表面上的力與其旋轉(zhuǎn)方向相反。

潤(rùn)滑油作用在轉(zhuǎn)子上的阻力矩為

式中:h為潤(rùn)滑油在轉(zhuǎn)子表面的軸向長(zhǎng)度，即電機(jī)的鐵心長(zhǎng)。

由于電機(jī)的氣隙 δ很小，δ=R1－R2?R1因此潤(rùn)滑油作用在轉(zhuǎn)子上的阻力矩為

潤(rùn)滑油與轉(zhuǎn)子之間的摩擦產(chǎn)生的粘滯損耗即油摩損耗為

3 潛油電機(jī)樣機(jī)實(shí)驗(yàn)

為能反映出隔磁段對(duì)電機(jī)性能的影響，設(shè)計(jì)制造2臺(tái)實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，樣機(jī)額定功率均為6 kW，轉(zhuǎn)子都為2段。設(shè)計(jì)參數(shù)完全一樣，不同之處在于一臺(tái)樣機(jī)兩節(jié)定、轉(zhuǎn)子之間裝有隔磁段和扶正軸承，而另一臺(tái)樣機(jī)的分段處由卡簧固定，沒有隔磁段和扶正軸承。以此來觀察隔磁段和扶正軸承對(duì)電機(jī)參數(shù)和性能的影響。樣機(jī)額定數(shù)據(jù)及主要參數(shù):額定功率為6 kW;額定電壓為290 V;頻率為50 Hz;極數(shù)為2;槽配合為18/16;鐵心總長(zhǎng)為67.62 cm;定子內(nèi)徑為5.97 cm;定子外徑為10.04 cm;氣隙單邊長(zhǎng)為0.05 cm;轉(zhuǎn)子內(nèi)徑為3.02 cm。定子參數(shù):硅鋼片型號(hào)為W470;槽形為梯形槽;繞組形式為單層同心式;繞組接法為星接;繞組材料為銅;隔磁段寬度為4.13 cm;槽內(nèi)導(dǎo)體數(shù)為12;繞線直徑為1.80 cm;絕緣后繞線直徑為2.16 cm。轉(zhuǎn)子參數(shù):槽形為圓形槽;圓形槽半徑為0.33 cm;扶正軸承寬度為4.13 cm;導(dǎo)條材料為銅條;端環(huán)寬為1.01 cm;端環(huán)高為2.5 cm。

采用DJC－1300電機(jī)型式實(shí)驗(yàn)自動(dòng)測(cè)試系統(tǒng)和ZF－2000KB磁粉測(cè)功機(jī)來共同完成實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖3所示。

圖3 潛油電機(jī)樣機(jī)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.3 Experimental platform of simulation model

功率因數(shù)、效率、定子電流直接實(shí)驗(yàn)得到;鐵耗、機(jī)械損耗由空載實(shí)驗(yàn)通過分離求得;雜散損耗取輸入功率的2.5%;轉(zhuǎn)子銅耗和定子銅耗在負(fù)載實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)通過換算得到。

用前述的設(shè)計(jì)方法對(duì)樣機(jī)分析計(jì)算，將樣機(jī)計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作比較。表1給出了實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和計(jì)算數(shù)據(jù)的對(duì)比，表明用修正后方法所得到的潛油電機(jī)工作性能與實(shí)驗(yàn)值相比滿足工程要求。

表1 有隔磁段樣機(jī)計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Table 1 Relative error of the experimental data and calculation result of simulation model

型式實(shí)驗(yàn)得到的有隔磁段和無隔磁段的樣機(jī)性能對(duì)比如表2所示。由對(duì)比可以看出，隔磁段對(duì)潛油電機(jī)的工作性能有較大影響。

由表2對(duì)比可得，在設(shè)計(jì)參數(shù)完全相同的情況下，有隔磁段樣機(jī)的隔磁段和扶正軸承引起了漏抗，導(dǎo)致功率因數(shù)和最大轉(zhuǎn)矩比無隔磁段樣機(jī)低。有隔磁段樣機(jī)的扶正軸承引起了渦流損耗，導(dǎo)致效率比無扶正軸承低。設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以考慮。

表2 有隔磁段和無隔磁段樣機(jī)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Table 2 Comparison of experimental data of simulation model with magnetic isolated segment or not

4 結(jié)論

本文通過對(duì)潛油電機(jī)設(shè)計(jì)方法的改進(jìn)，以及樣機(jī)的設(shè)計(jì)制造和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，可以得出以下結(jié)論:

1)隔磁段和扶正軸承對(duì)電機(jī)性能指標(biāo)的影響較為顯著，設(shè)計(jì)中必須予以考慮;

2)潛油電機(jī)機(jī)械損耗采用本文所述計(jì)算方法所得到的損耗值更接近試驗(yàn)值，且簡(jiǎn)單易行;

所研制樣機(jī)的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了修正的設(shè)計(jì)方法是準(zhǔn)確可行的。

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