時(shí)振堂，陳瑤，崔朝麗，陳科成，康忠健

（1.中國石化大連石油化工研究院，遼寧大連 116000；2.國網(wǎng)山東省電力公司日照供電公司，山東日照 276826；3.中國石油大學(xué)（華東）電氣工程系，山東青島 266580）

考慮電壓穩(wěn)定性的油田電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)特性及失壓脫扣保護(hù)研究

時(shí)振堂1，陳瑤2，崔朝麗3，陳科成2，康忠健3

（1.中國石化大連石油化工研究院，遼寧大連 116000；2.國網(wǎng)山東省電力公司日照供電公司，山東日照 276826；3.中國石油大學(xué)（華東）電氣工程系，山東青島 266580）

針對(duì)油田電網(wǎng)瞬時(shí)故障短時(shí)電壓跌落引起的電機(jī)失壓脫扣甩負(fù)荷現(xiàn)象，對(duì)考慮電壓穩(wěn)定性的油田電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)特性進(jìn)行了理論分析；建立了符合油田電機(jī)-抽油機(jī)負(fù)荷實(shí)際運(yùn)行特性的電磁暫態(tài)仿真模型，對(duì)電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)暫態(tài)特性進(jìn)行了仿真驗(yàn)證。搭建了某油田下二門電網(wǎng)仿真模型，根據(jù)單井電機(jī)-抽油機(jī)不失穩(wěn)極限啟動(dòng)殘壓以及配網(wǎng)機(jī)端電壓不失穩(wěn)極限持續(xù)時(shí)間對(duì)該油田電網(wǎng)制定了合理的考慮電壓穩(wěn)定性的油田電機(jī)-抽油機(jī)失壓脫扣保護(hù)措施。仿真結(jié)果表明，該方法可有效防止電壓瞬時(shí)跌落時(shí)非失穩(wěn)電機(jī)失壓脫扣甩負(fù)荷，并能夠可靠切除失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)電機(jī)。

電壓穩(wěn)定性；電機(jī)-抽油機(jī)；啟動(dòng)特性；失壓脫扣保護(hù)

油田配網(wǎng)一般為單向多分支輻射狀網(wǎng)絡(luò)，負(fù)荷大多為小容量鼠籠式感應(yīng)電動(dòng)機(jī)帶動(dòng)抽油機(jī)負(fù)載。低壓脫扣器作為油田配網(wǎng)低壓電機(jī)不可或缺的保護(hù)設(shè)備，具有失壓、欠壓保護(hù)功能，對(duì)油田電機(jī)-抽油機(jī)負(fù)荷的安全、可靠運(yùn)行發(fā)揮著重要作用。低壓脫扣動(dòng)作整定值一般以經(jīng)驗(yàn)值0.6～0.7倍額定電壓設(shè)定，動(dòng)作環(huán)節(jié)一般不設(shè)延時(shí)[1-3]，當(dāng)油田電網(wǎng)瞬時(shí)故障導(dǎo)致配網(wǎng)短時(shí)電壓跌落時(shí)，極易引起不必要的大范圍電機(jī)脫扣甩負(fù)荷現(xiàn)象[4-5]，不但嚴(yán)重影響油田配網(wǎng)電壓穩(wěn)定，而且給油田生產(chǎn)帶來嚴(yán)重?fù)p失。

為了保證油田生產(chǎn)，穩(wěn)定配網(wǎng)電壓，既需要防止非失穩(wěn)電機(jī)低壓脫扣甩負(fù)荷，還需要可靠切除失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)電機(jī)。因此，不同故障殘壓下油田電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)特性的研究，切合油田生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)的低壓脫扣器動(dòng)作值的整定以及延時(shí)值的設(shè)定，具有十分重要的科研價(jià)值與實(shí)用意義。

1 考慮電壓穩(wěn)定性的電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)特性

1.1 電機(jī)-抽油機(jī)正常啟動(dòng)特性

抽油機(jī)負(fù)載不同于一般電力負(fù)載，其上、下沖程周期性交替，上沖程時(shí)，電機(jī)帶動(dòng)抽油機(jī)提起抽油桿和油柱，抽油機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩較大，電機(jī)重載運(yùn)行；下沖程時(shí)，抽油機(jī)依靠抽油桿和油柱的自身重力就能夠下行，電機(jī)一般輕載運(yùn)行甚至?xí)霈F(xiàn)“倒發(fā)電”現(xiàn)象。平衡塊作為抽油機(jī)的組成部分，在抽油機(jī)上、下沖程過程中依靠重力做功，平衡電機(jī)出力[6]。油田電機(jī)-抽油機(jī)運(yùn)動(dòng)方程為[7-8]：

Te、Tm均作用在電機(jī)轉(zhuǎn)軸上，前者是作為旋轉(zhuǎn)動(dòng)力的電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩，后者是作為旋轉(zhuǎn)阻力的抽油機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩。

電磁轉(zhuǎn)矩與機(jī)端電壓U、轉(zhuǎn)差率S的關(guān)系為：

電機(jī)啟動(dòng)時(shí)，轉(zhuǎn)速n=0，轉(zhuǎn)差率S=1，啟動(dòng)轉(zhuǎn)矩Tst滿足Tst＞Tm，由式（1）～式（2）可知，當(dāng)Te＞Tm時(shí)，n升高，系統(tǒng)加速運(yùn)行，S相應(yīng)降低，電磁轉(zhuǎn)矩Te減?。划?dāng)Te=Tm時(shí)，電機(jī)平穩(wěn)運(yùn)行。由于抽油機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩的周期性交變特性，使得電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩始終跟隨負(fù)載轉(zhuǎn)矩不斷變化。

1.2 考慮電壓穩(wěn)定性的電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)特性

油田配網(wǎng)電壓短時(shí)跌落狀態(tài)下，電機(jī)-抽油機(jī)負(fù)荷啟動(dòng)特性可分為不失穩(wěn)運(yùn)行與失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)運(yùn)行[9]。

1.2.1 不失穩(wěn)運(yùn)行

配網(wǎng)殘壓仍高于抽油機(jī)堵轉(zhuǎn)臨界電壓，即電磁轉(zhuǎn)矩仍能滿足負(fù)荷轉(zhuǎn)矩需求，此時(shí)電機(jī)不會(huì)失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)，過程分析和電機(jī)-抽油機(jī)負(fù)荷正常啟動(dòng)特性分析一致。

1.2.2 失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)運(yùn)行

由式（2）與式（1）可知，U下降，電磁轉(zhuǎn)矩降低，若電壓跌落深度較重，而當(dāng)前抽油機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩較大，使得Te＜Tm，電機(jī)失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)。由以上小節(jié)分析可知，電機(jī)-抽油機(jī)失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)運(yùn)行與油田配網(wǎng)電壓跌落深度和抽油機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩大小有關(guān)。

2 電機(jī)-抽油機(jī)電磁暫態(tài)仿真模型建立

2.1 建立電機(jī)-抽油機(jī)電磁暫態(tài)仿真模型

電機(jī)帶動(dòng)抽油機(jī)負(fù)載模型結(jié)構(gòu)如圖1所示，電機(jī)輸出轉(zhuǎn)速帶動(dòng)抽油機(jī)運(yùn)作，抽油機(jī)輸出負(fù)載轉(zhuǎn)矩反饋給電機(jī)。

圖1 電機(jī)-抽油機(jī)模型框架結(jié)構(gòu)Fig.1 Frame structure of motor-pumping unit model

考慮油田抽油機(jī)負(fù)荷實(shí)際運(yùn)行特性，首先根據(jù)抽油機(jī)實(shí)測(cè)示功圖曲線、沖程、沖次、平衡塊質(zhì)量以及平衡塊運(yùn)動(dòng)等值半徑等運(yùn)行參數(shù)，建立抽油機(jī)負(fù)荷仿真模型，模擬抽油機(jī)運(yùn)行過程中周期性交變的負(fù)載特性[10-13]。

抽油機(jī)懸點(diǎn)初始位置：

抽油機(jī)懸點(diǎn)隨時(shí)間變化的位移：

抽油機(jī)懸點(diǎn)離運(yùn)動(dòng)最低點(diǎn)的距離變化：

對(duì)式（5）中Sf求導(dǎo)即可得到懸點(diǎn)速度：

抽油機(jī)平衡塊做功：

對(duì)式（7）WG求導(dǎo)即可得到平衡塊做功功率：

根據(jù)式（3）～式（8）建立抽油機(jī)負(fù)荷模型后，根據(jù)功率平衡原理，即抽油機(jī)平衡塊功率與懸點(diǎn)載荷功率之和，與電動(dòng)機(jī)輸出功率大小始終相等，計(jì)算抽油機(jī)負(fù)載反饋轉(zhuǎn)矩，如式（9）所示。

式中：θ0為平衡塊初始角度；Len為沖程；v為電機(jī)輸入轉(zhuǎn)速經(jīng)抽油機(jī)減速箱等變換后的懸點(diǎn)短時(shí)速度；Mg為平衡塊重力大小；R為平衡塊旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)半徑長度；F為懸點(diǎn)力；n為電機(jī)轉(zhuǎn)速。

利用式（9）抽油機(jī)負(fù)載反饋轉(zhuǎn)矩將抽油機(jī)和電機(jī)進(jìn)行關(guān)聯(lián)，從而得到電機(jī)-抽油機(jī)負(fù)荷電磁暫態(tài)模型。

2.2 電機(jī)-抽油機(jī)電磁暫態(tài)模型仿真驗(yàn)證

搭建電機(jī)-抽油機(jī)負(fù)荷單井仿真測(cè)試模型，如圖2所示。

圖2 單井測(cè)試模型Fig.2 Single well test model

電機(jī)參數(shù)配置：功率為37 kW/0.38 kV；電機(jī)額定轉(zhuǎn)速為740 r/min。

抽油機(jī)參數(shù)配置：抽油機(jī)驢頭沖程Len為4.94 m；沖次為4.3次/min；抽油機(jī)平衡塊初始角度θ0為30°；平衡塊質(zhì)量為4.3 t；平衡塊旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)半徑長度R為3 m。

創(chuàng)建可視化變量，對(duì)圖2單井模型進(jìn)行仿真，仿真時(shí)間為60 s，觀測(cè)對(duì)比該電機(jī)實(shí)測(cè)功率與仿真功率結(jié)果。

現(xiàn)場(chǎng)采集數(shù)據(jù)過程中每隔100 ms采集一次電機(jī)的功率數(shù)據(jù)，繪制電機(jī)功率曲線圖，如圖3所示。

圖3 電機(jī)功率特性實(shí)測(cè)圖Fig.3 Measured power characteristic diagram of motor

由圖3可看出，抽油機(jī)沖次約為4.3次/min；電機(jī)功率雙峰明顯且呈周期性變化，最大值約為21 kW，最小值約為-5 kW（功率為負(fù)值表示電機(jī)處于“倒發(fā)電”狀態(tài)）。由采集的數(shù)據(jù)可得電機(jī)有功功率均值約為7.87 kW，無功功率均值約為28.75 kvar。

利用單井模型仿真電機(jī)輸出功率，如圖4所示。

圖4 電機(jī)功率特性仿真圖Fig.4 Simulated power characteristic diagram of motor

由圖4可看知，抽油機(jī)沖次約為4.3次/min；電機(jī)功率輸出呈正負(fù)周期性變化，有明顯雙峰，最大值約為21 kW，最小值約為-8 kW，有明顯的“倒發(fā)電”現(xiàn)象。將仿真數(shù)據(jù)導(dǎo)出計(jì)算可得，電機(jī)有功功率均值約為8.01 kW，無功功率均值約為29.06 kV·A，仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)基本一致，證明了建立的油田電機(jī)-抽油機(jī)負(fù)荷模型的正確性。

3 考慮電壓穩(wěn)定性的電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)特性仿真驗(yàn)證

3.1 電壓跌落水平對(duì)電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)影響仿真分析

在單井模型即圖2中添加線路短路故障（取5 s時(shí)），在相同的初始負(fù)載轉(zhuǎn)矩下，利用可控故障殘壓仿真分析不同跌落電壓水平對(duì)電機(jī)啟動(dòng)的影響。仿真電機(jī)堵轉(zhuǎn)與非堵轉(zhuǎn)的電磁轉(zhuǎn)矩、機(jī)械轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速和機(jī)端電壓對(duì)比，如圖5所示。

由圖5可知，電機(jī)堵轉(zhuǎn)時(shí)，電磁轉(zhuǎn)矩零附近處于波動(dòng)的狀態(tài)，不足以滿足機(jī)械轉(zhuǎn)矩的需要，電機(jī)不能啟動(dòng)，機(jī)端電壓穩(wěn)定在額定電壓的45%；電機(jī)非堵轉(zhuǎn)狀態(tài)時(shí)，電磁轉(zhuǎn)矩經(jīng)震蕩后與機(jī)械轉(zhuǎn)矩大小相等，此時(shí)電機(jī)的轉(zhuǎn)速處于穩(wěn)定狀態(tài)，穩(wěn)定值約為標(biāo)幺值1，電機(jī)的機(jī)端電壓為額定電壓的68%。由圖5得出，電機(jī)堵轉(zhuǎn)與否與配網(wǎng)電壓跌落水平有關(guān)，電壓越低，電機(jī)越容易失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)。

3.2 初始負(fù)載轉(zhuǎn)矩對(duì)電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)影響仿真分析

利用圖2中單井模型仿真分析相同電壓跌落水平下，抽油機(jī)初始負(fù)載轉(zhuǎn)矩大小對(duì)電機(jī)啟動(dòng)影響，電機(jī)啟動(dòng)時(shí)刻取5 s，電機(jī)堵轉(zhuǎn)與非堵轉(zhuǎn)的電磁轉(zhuǎn)矩、機(jī)械轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速和機(jī)端電壓對(duì)比，如圖6所示。

圖5 不同電壓跌落水平對(duì)電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)影響仿真對(duì)比圖Fig.5 Simulation comparison chart of different voltage drop effect on motor-pumping unit start-up

圖6 不同初始負(fù)載轉(zhuǎn)矩對(duì)電機(jī)-抽油機(jī)啟動(dòng)影響仿真對(duì)比圖Fig.6 Simulation comparison chart of different initial load torque effect on motor-pumping unit start-up

由圖6可知，相同殘壓水平下，當(dāng)初始負(fù)載轉(zhuǎn)矩較小時(shí)，電磁轉(zhuǎn)矩經(jīng)震蕩后大小跟隨機(jī)械轉(zhuǎn)矩變化，轉(zhuǎn)速逐漸上升至1 pu，電機(jī)啟動(dòng)成功；當(dāng)初始負(fù)載轉(zhuǎn)矩較大時(shí)，電磁轉(zhuǎn)矩經(jīng)震蕩后仍無法滿足機(jī)械轉(zhuǎn)矩的需要，電機(jī)堵轉(zhuǎn)。由圖6得出，電機(jī)堵轉(zhuǎn)與否與抽油機(jī)初始轉(zhuǎn)矩有關(guān)，初始負(fù)載轉(zhuǎn)矩越大，電機(jī)越易失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)。

4 考慮電壓穩(wěn)定性的油田電機(jī)-抽油機(jī)失壓脫扣保護(hù)

4.1 配網(wǎng)模型建立

建立某油田下二門實(shí)際配電網(wǎng)仿真模型。下二門包括下東線、下北線、下南線等線路，各線路之間聯(lián)絡(luò)開關(guān)開環(huán)運(yùn)行。模型中電源、變壓器模型均采用電磁暫態(tài)模型；線路采用PI型集中參數(shù)等值；電機(jī)-抽油機(jī)負(fù)荷采用所建立能反映現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際負(fù)荷曲線的電磁暫態(tài)模型。圖7為某油田下二門電網(wǎng)模型單線圖。

圖7 某油田下二門配網(wǎng)模型單線圖Fig.7 Single line diagram of Xiaermen distribution network model in an oilfield

4.2 考慮電壓穩(wěn)定性的電機(jī)-抽油機(jī)失壓脫扣保護(hù)方法

4.2.1 單井電機(jī)-抽油機(jī)不失穩(wěn)極限啟動(dòng)殘壓

油田配網(wǎng)中失壓脫扣動(dòng)作值需滿足油田電機(jī)-抽油機(jī)的特殊負(fù)荷特性，因此，需仿真電機(jī)-抽油機(jī)不失穩(wěn)極限啟動(dòng)殘壓。

由于電機(jī)堵轉(zhuǎn)與否與初始抽油機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩大小有關(guān)，按照油田電機(jī)堵轉(zhuǎn)最嚴(yán)重情況進(jìn)行仿真分析，即抽油機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩處于最大值時(shí)，添加不同故障殘壓，經(jīng)過多次仿真實(shí)驗(yàn)，找到某油田下二門配網(wǎng)中電機(jī)啟動(dòng)最小殘壓約為額定電壓的74%。

4.2.2 配網(wǎng)機(jī)端電壓不失穩(wěn)極限持續(xù)時(shí)間

為避免油田電網(wǎng)瞬時(shí)故障配網(wǎng)電壓暫降造成的電機(jī)失壓脫扣甩負(fù)荷問題，需對(duì)低壓脫扣器設(shè)定動(dòng)作延時(shí)[13]，并與瞬時(shí)故障保護(hù)動(dòng)作時(shí)間相配合。瞬時(shí)故障保護(hù)動(dòng)作時(shí)間包括速斷保護(hù)時(shí)間、重合閘間隔時(shí)間，由于油田電網(wǎng)重合閘恢復(fù)供電后，電機(jī)群起拉低線路電壓也易引起電機(jī)失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)甩負(fù)荷問題，因此低壓脫扣器動(dòng)作延時(shí)時(shí)間還需考慮重合閘后機(jī)端電壓穩(wěn)定延時(shí)。

以某油田下二門下東線重合閘（5 s時(shí)）恢復(fù)供電為例，仿真該線路中失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)與不失穩(wěn)電機(jī)機(jī)端電壓變化曲線，如圖8所示。

圖8 下東線重合電機(jī)機(jī)端電壓仿真圖Fig.8 Simulation diagram of motor terminal voltage when the Xiadong line is re-closed

由圖8可知，恢復(fù)供電初，失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)與不失穩(wěn)電機(jī)機(jī)端電壓變化劇烈，最低值均在0.6 pu以下，若低壓脫扣器不設(shè)置重合延時(shí)，在切除堵轉(zhuǎn)電機(jī)的同時(shí)，也會(huì)將可重啟成功電機(jī)誤切除。由于機(jī)端電壓穩(wěn)定后，堵轉(zhuǎn)電機(jī)機(jī)端電壓較低，約為0.433 pu；不失穩(wěn)電機(jī)機(jī)端電壓較高，約為0.793 pu。因此，失壓脫扣保護(hù)動(dòng)作需經(jīng)一定延時(shí)，待電機(jī)電壓穩(wěn)定后，再進(jìn)行保護(hù)動(dòng)作判定。由圖8知，重合延時(shí)時(shí)間可取25 ms。

4.2.3 考慮電壓穩(wěn)定性的油田電機(jī)-抽油機(jī)失壓脫扣保護(hù)整定

根據(jù)仿真得到的電機(jī)-抽油機(jī)不失穩(wěn)極限啟動(dòng)殘壓與配網(wǎng)機(jī)端電壓不失穩(wěn)極限持續(xù)時(shí)間，制定考慮電壓穩(wěn)定性的油田電機(jī)-抽油機(jī)失壓脫扣保護(hù)措施，其保護(hù)整定公式為

uset為低壓脫扣器動(dòng)作整定值；tqb+trc+Δt為低壓脫扣器動(dòng)作延時(shí)時(shí)間，三者分別表示速斷保護(hù)動(dòng)作時(shí)間、重合閘間隔時(shí)間以及重合閘電機(jī)機(jī)端電壓波動(dòng)時(shí)間，其中Δt=25 ms；urel是電機(jī)在最大轉(zhuǎn)矩條件下的臨界堵轉(zhuǎn)電壓，約為0.74 pu；Krel為可靠系數(shù)；tqb、trc是為防止瞬時(shí)故障配網(wǎng)電壓跌落造成低壓脫扣器失壓動(dòng)作切負(fù)荷而設(shè)定的延時(shí)時(shí)間。電機(jī)-抽油機(jī)不失穩(wěn)極限啟動(dòng)殘壓為針對(duì)油田配網(wǎng)的低壓脫扣器動(dòng)作值設(shè)定提供了一定依據(jù)；仿真得到的重合延時(shí)時(shí)間Δt是重合閘電壓跌落波動(dòng)狀態(tài)下防止非失穩(wěn)啟動(dòng)電機(jī)失壓脫扣甩負(fù)荷、可靠切除失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)電機(jī)的關(guān)鍵。

5 結(jié)語

針對(duì)油田配網(wǎng)低壓脫扣器動(dòng)作定值與延時(shí)設(shè)定缺乏現(xiàn)場(chǎng)依據(jù)、使得主網(wǎng)發(fā)生瞬時(shí)故障時(shí)配網(wǎng)短時(shí)電壓跌落造成的大范圍電機(jī)失壓脫扣甩負(fù)荷問題展開了深入研究。為可靠切除失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)電機(jī)，同時(shí)防止非失穩(wěn)電機(jī)失壓脫扣甩負(fù)荷，建立了油田電機(jī)-抽油機(jī)電磁暫態(tài)仿真模型，仿真分析了配網(wǎng)電壓跌落水平與抽油機(jī)初始負(fù)載轉(zhuǎn)矩大小對(duì)電機(jī)啟動(dòng)特性的影響，進(jìn)而根據(jù)電機(jī)不失穩(wěn)極限啟動(dòng)殘壓設(shè)置低壓脫扣器動(dòng)作值，保證了電壓瞬時(shí)跌落時(shí)可靠切除失穩(wěn)堵轉(zhuǎn)電機(jī)。根據(jù)速斷保護(hù)動(dòng)作時(shí)間、重合閘間隔時(shí)間以及重合閘電機(jī)機(jī)端電壓波動(dòng)時(shí)間，設(shè)置低壓脫扣器動(dòng)作延時(shí)時(shí)間，有效防止了電壓瞬時(shí)跌落時(shí)非失穩(wěn)電機(jī)失壓脫扣甩負(fù)荷。

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Study on Starting Characteristic and Under-Voltage Release Protection of Motor-Pumping Unit in Oilfield Considering Voltage Stability

SHI Zhentang1，CHEN Yao2，CUI Zhaoli3，CHEN Kecheng2，KANG Zhongjian3
（1.Dalian Research Institute of Petrochemical Technology，Dalian 116000，Liaoning，China；2.Rizhao Power Supply Company，State Grid Shandong Electric Power Company，Rizhao 276826，Shandong，China；3.Department of Electrical Engineering，China University of Petroleum（East China），Qingdao 266580，Shandong，China）

In view of the phenomenon of the under voltage release and load rejection of motors caused by short-time voltage drop in oilfield power system transient fault，this paper firstly analyzes the starting characteristic of oilfield motorpumping unit in theory considering voltage stability，then establishes the electromagnetic transient simulation model of oilfield motor-pumping unit in line with its actual operation characteristics，and verifies the starting characteristic of oilfield motor-pumping unit by transient simulation.In addition，a simulation model of Xiaermen power system of an oilfield is established，and the under voltage release protection measures considering voltage stability are proposed for the power system.The simulation result suggests that the proposed method is able to prevent non unstable motors from losing voltage and rejecting load and cut off unstable locked motors reliably.

voltage stability；motor-pumping unit；starting characteristic；under voltage release protection

1674-3814（2017）07-0013-06

TE933

A

教育部中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目（14CX05039A）；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（61271001）。

Projec Supported by the Fundamental Research Funds for the Ministry of Education Central Universities（14CX05039A）；National Natural Science Foundation of China（61271001）.

2016-06-11。

時(shí)振堂（1970—），男，工程碩士，高級(jí)工程師，從事電力技術(shù)研究開發(fā)工作。

（編輯 董小兵）