王建元，王智文，謝天才

(東北電力大學(xué)電氣工程學(xué)院，吉林 吉林 132012)

游梁式抽油機(jī)因其構(gòu)造簡單、工藝成熟可靠，且便于維護(hù)，是油田進(jìn)行機(jī)械采油的首選[1].在我國，游梁式抽油機(jī)的數(shù)量已達(dá)10萬多臺，總裝機(jī)容量超過3 500 MW，年耗電量接近百億千瓦時(shí)[2].然而，游梁式抽油機(jī)因其自身構(gòu)造及負(fù)載特性導(dǎo)致工作周期的某個(gè)階段出現(xiàn)“倒發(fā)電”現(xiàn)象[3-4]，產(chǎn)生的制動能量傳輸?shù)阶冾l器直流側(cè)的濾波電容上，形成泵升電壓，若不加以處理，持續(xù)升高的電壓會損壞濾波電容器及功率開關(guān)管，甚至破壞電機(jī)的絕緣.針對抽油機(jī)系統(tǒng)的“倒發(fā)電”現(xiàn)象，目前大多采取在變頻器直流母線上并接制動電阻，通過電阻以熱能的形式耗散到周圍環(huán)境中，即電阻能耗制動.這種方式雖然限制了泵升電壓，但會造成嚴(yán)重的能源浪費(fèi)，降低抽油機(jī)系統(tǒng)的整體效率，而且釋放到周圍環(huán)境中的熱量會造成溫度升高，影響系統(tǒng)正常運(yùn)行.

為解決上述問題，工業(yè)和學(xué)術(shù)界開展了大量的研究工作.文獻(xiàn)[5]利用超越離合器只能單向傳遞動力的特性，在抽油機(jī)電機(jī)即將產(chǎn)生負(fù)轉(zhuǎn)矩的瞬間，超越離合器內(nèi)部的棘輪脫開，完成瞬態(tài)超越，此時(shí)電機(jī)空載運(yùn)行，消除了“倒發(fā)電”現(xiàn)象，提高了系統(tǒng)效率，但超越離合器故障率較高且壽命較短.文獻(xiàn)[6]采用四象限變頻器取代普通變頻器，將抽油機(jī)電機(jī)產(chǎn)生的制動能量回饋電網(wǎng)，但電機(jī)在抽油機(jī)拖動下轉(zhuǎn)速不穩(wěn)定，所產(chǎn)生的電能質(zhì)量不高，存在很大的諧波，會污染電網(wǎng)，而且結(jié)構(gòu)復(fù)雜，目前較難推廣.文獻(xiàn)[7]提出斷續(xù)供電控制方法，在電機(jī)處于空載及發(fā)電工況期間對其進(jìn)行“斷電”處理，文獻(xiàn)[8]在此基礎(chǔ)上給出了斷續(xù)供電節(jié)能技術(shù)斷電時(shí)刻的準(zhǔn)確判斷方法，但斷續(xù)供電存在斷電后再通電時(shí)損耗增大及伴隨機(jī)電沖擊等問題.

隨著超級電容儲能技術(shù)的興起，其在抽油機(jī)系統(tǒng)節(jié)能上的應(yīng)用成為新的研究熱點(diǎn).超級電容器循環(huán)壽命長、功率密度大、溫度適應(yīng)性好、容量配置靈活且安全無污染[9-10]，在電力系統(tǒng)、軌道交通、電動汽車及電梯等領(lǐng)域已經(jīng)得到了應(yīng)用[11]，然而在抽油機(jī)系統(tǒng)上的應(yīng)用國內(nèi)尚處于理論研究階段.

基于上述背景，為進(jìn)一步促進(jìn)抽油機(jī)系統(tǒng)節(jié)能技術(shù)的發(fā)展，文章研究并設(shè)計(jì)了基于超級電容的抽油機(jī)制動能量回收系統(tǒng).首先對抽油機(jī)制動能量回收系統(tǒng)進(jìn)行整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)；以一臺37 kW異步電機(jī)拖動的游梁式抽油機(jī)[12]為研究對象，根據(jù)其高功率峰值，低制動能量的負(fù)荷特性，提出基于功率-容量約束的超級電容器模組參數(shù)配置方法，該方法以提高超級電容儲能系統(tǒng)性價(jià)比為目標(biāo)，對儲能系統(tǒng)的初始充電電壓進(jìn)行優(yōu)化；以抽油機(jī)再生制動能量的有效回收和及時(shí)釋放為前提，并限制超級電容器的電壓和電流處于合理區(qū)間，制定儲能系統(tǒng)控制策略.

1 制動能量回收系統(tǒng)結(jié)構(gòu)方案

抽油機(jī)制動能量回收系統(tǒng)的整體設(shè)計(jì)方案如圖1所示，系統(tǒng)由380 V交流電源、交直交變頻器、儲能單元及負(fù)荷幾部分構(gòu)成[13-14].其中380 V交流電源是供電網(wǎng)接入點(diǎn)，為抽油機(jī)電機(jī)的運(yùn)行提供動力，同時(shí)也為抽油機(jī)制動能量回收系統(tǒng)的控制電路提供電能.交直交變頻器為兩象限變頻器，由整流器、直流環(huán)節(jié)和逆變器三部分組成，其中整流器為二極管整流橋，直流環(huán)節(jié)包括濾波電容和能耗電路.儲能單元由超級電容器模組和Buck-Boost型雙向DC/DC變換器組成[15-16]，相較于直接將超級電容器模組并聯(lián)到變頻器直流母線的方式，經(jīng)DC/DC變換器后與變頻器直流側(cè)相連，能顯著減小超級電容器模組成本，同時(shí)便于對超級電容進(jìn)行充放電控制.

圖1 抽油機(jī)制動能量回收系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖

2 基于功率-容量約束的超級電容器模組配置方法

2.1 功率約束

超級電容器是抽油機(jī)制動能量回收系統(tǒng)的關(guān)鍵組成部分，而現(xiàn)階段超級電容器成本較高，故超級電容器模組的功率及容量配置是否合理直接影響儲能系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)效益.以一臺37 kW異步電機(jī)拖動的游梁式抽油機(jī)典型功率曲線為例，如圖2所示，對抽油機(jī)用超級電容器模組進(jìn)行優(yōu)化配置.圖中P1>0表示電網(wǎng)經(jīng)變頻器向抽油機(jī)電機(jī)輸出功率；而P1<0則表示這時(shí)抽油機(jī)拖動電機(jī)的轉(zhuǎn)速超過同步轉(zhuǎn)速，電動機(jī)處于再生發(fā)電狀態(tài)，產(chǎn)生的電能經(jīng)變頻器逆變側(cè)回饋到直流母線.而圖中陰影區(qū)域的面積代表儲能系統(tǒng)可吸收回饋能量的多少，其下邊緣的直線l為儲能系統(tǒng)的額定功率

PscN=UscmaxIscmax

(1)

圖2 游梁式抽油機(jī)電機(jī)典型功率曲線

公式中：Uscmax為超級電容器模組額定電壓；Iscmax為超級電容器模組最大持續(xù)電流.由超級電容器的工作原理可知，在進(jìn)行充放電時(shí)，超級電容器兩端的電壓是動態(tài)變化的，通常情況下設(shè)計(jì)其工作電壓為額定電壓的一半到額定電壓之間，而最大持續(xù)充電電流在超級電容器模組已配置完成的情況下保持不變，因此超級電容器模組的最大充電功率是動態(tài)變化的，基于此種方法設(shè)計(jì)的超級電容器模組可吸收功率遠(yuǎn)小于預(yù)期吸收功率，且超級電容器模組的最大充電功率滿足

(2)

公式中：U0為超級電容器模組初始充電電壓；Csc為超級電容器模組等效電容量；t為超級電容器模組充電時(shí)間.通過以上分析可知，超級電容器模組要想完全吸收圖2中陰影區(qū)域所對應(yīng)的抽油機(jī)電機(jī)制動能量，則超級電容器模組的最大充電功率必須始終滿足

Pscmax≥PL

(3)

公式中：PL為直線l所對應(yīng)的功率，即期望吸收功率.由于在充電過程中，超級電容模組兩端的電壓逐漸升高，根據(jù)公式(2)可知，只需令儲能系統(tǒng)的初始最大充電功率Pscmax0滿足公式(4)，則公式(3)一定成立.

Pscmax0=U0Iscmax=PL

(4)

2.2 容量約束

當(dāng)抽油機(jī)電機(jī)處于再生發(fā)電狀態(tài)時(shí)，產(chǎn)生的再生電能經(jīng)變頻器逆變側(cè)回饋至直流母線，然后在經(jīng)雙向DC/DC變換器被儲能系統(tǒng)儲存，在此過程中必然伴隨著能量的損耗，則要完全吸收陰影區(qū)域的制動能量E，需滿足

(5)

公式中：Uscmax為超級電容器模組最高工作電壓；η為考慮變頻器、雙向DC/DC變換器以及超級電容器模組充放電效率在內(nèi)的等效效率，取值0.9.

2.3 基于功率-容量約束的超級電容器模組參數(shù)配置

游梁式抽油機(jī)通常采用380 V工頻電源，通過二極管整流橋整流后的直流母線電壓為54 0V，而超級電容器單體的耐壓值卻很低，通常只有2.5 V～3.3 V，即使經(jīng)雙向DC/DC變流器對變頻器直流側(cè)電壓進(jìn)行降壓后，低壓側(cè)的超級電容器仍會承受上百伏的電壓，因此需要將超級電容器單體串聯(lián)起來構(gòu)成能夠滿足高壓需求的超級電容器模組.設(shè)儲能系統(tǒng)的工作電壓范圍為Uscmin～Uscmax，則儲能系統(tǒng)中超級電容器串聯(lián)數(shù)為

(6)

公式中：UC為超級電容器單體額定電壓.

由公式(4)可知，儲能系統(tǒng)的最大持續(xù)電流為

(7)

進(jìn)而可得儲能系統(tǒng)中并聯(lián)支路數(shù)為

(8)

公式中：IC為超級電容器單體最大持續(xù)電流.實(shí)際應(yīng)用時(shí)，需對計(jì)算得到的m、n進(jìn)行向上取整.

根據(jù)公式(6)～公式(8)可得超級電容器模組等效電容量為

(9)

進(jìn)而可得超級電容器模組的最大充電功率為

(10)

公式(6)和公式(8)表明，對于抽油機(jī)系統(tǒng)，當(dāng)變頻器的直流母線電壓等級及DC/DC變流器變比確定后，儲能系統(tǒng)中超級電容器串聯(lián)數(shù)m也就唯一確定下來，而并聯(lián)數(shù)n除與超級電容器單體最大持續(xù)電流IC和初始最大充電功率Pscmax0相關(guān)外，還與初始充電電壓U0有關(guān).同時(shí)，由式(10)可知，在儲能系統(tǒng)的初始最大充電功率Pscmax0等參數(shù)確定的情況下，超級電容器模組的最大充電功率Pscmax與充電時(shí)間t成一次函數(shù)關(guān)系，且隨著初始充電電壓U0的增大其斜率減小，儲能系統(tǒng)的功率利用率增大.綜上分析，初始充電電壓U0的取值為儲能系統(tǒng)容量優(yōu)化的關(guān)鍵.

將公式(9)代入公式(5)可得

(11)

對公式(11)作進(jìn)一步分析，可得滿足功率-容量約束的儲能系統(tǒng)初始充電電壓范圍為

(12)

公式中：D=CCUCPscmax0/(UscmaxIC).

與其它儲能裝置相比，超級電容器擁有諸多優(yōu)點(diǎn)，但其缺點(diǎn)同樣突出，即成本較高，因此要盡可能提高儲能系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)效益.以超級電容器儲能系統(tǒng)的性價(jià)比為目標(biāo)函數(shù)，經(jīng)量化

(13)

公式中：m、n分別為超級電容模組的串聯(lián)數(shù)和并聯(lián)數(shù)，如公式(6)、公式(8)所示；p為超級電容器單體的容量；k為kJ超級電容器模組及其配套儲能裝置的造價(jià).

由公式(13)可知，儲能系統(tǒng)的性價(jià)比除了與超級電容器單體參數(shù)、待吸收制動能量E、初始最大充電功率Pscmax0等參數(shù)有關(guān)外，還與其初始充電電壓U0相關(guān)，且成正比關(guān)系，結(jié)合式(12)可得，當(dāng)U0由Uscmin逐漸增大至U*的過程中，S也增大.因此，在滿足功率-容量約束的條件下，存在初始充電電壓值U*使得儲能系統(tǒng)的性價(jià)比最高，即當(dāng)U0=U*時(shí)，S取得最大值，此時(shí)超級電容器儲能系統(tǒng)的容量最小，性價(jià)比最高.

2.4 基于功率-容量約束的超級電容器模組參數(shù)匹配流程

在進(jìn)行超級電容器模組的參數(shù)匹配過程中，首先由變頻器的直流母線電壓等級及雙向DC/DC變換器兩側(cè)電壓比確定超級電容器模組的工作電壓范圍Uscmin～Uscmax；根據(jù)電機(jī)的功率曲線計(jì)算并確定超級電容器模組的初始最大充電功率Pscmax0及可吸收制動能量E；根據(jù)超級電容器單體參數(shù)、可吸收制動能量E、初始最大充電功率Pscmax0等參數(shù)，利用式(12)計(jì)算出最優(yōu)初始充電電壓U*；最后結(jié)合公式(6)～公式(8)完成對超級電容器模組的最優(yōu)化配置，如圖3所示.

圖3 超級電容器模組參數(shù)匹配流程

3 儲能單元控制策略

儲能單元的整體控制策略遵循如下原則：當(dāng)抽油機(jī)變頻器直流母線電壓大于充電閥值Udcmax時(shí)，儲能單元進(jìn)行充電；當(dāng)抽油機(jī)電機(jī)處于電動狀態(tài)時(shí)，儲能單元保持實(shí)時(shí)最大功率運(yùn)行，以緩解電網(wǎng)供電壓力.由于游梁式抽油機(jī)是典型的周期性勢能負(fù)載[17-18]，抽油機(jī)電機(jī)回饋制動能量過程頻繁，要想實(shí)現(xiàn)再生制動能量的有效回收，必須保證超級電容器存儲能量的及時(shí)釋放，避免“存而不用”的現(xiàn)象發(fā)生，因此，抽油機(jī)電機(jī)電動狀態(tài)的確定是實(shí)現(xiàn)制動能量有效回收和及時(shí)釋放的關(guān)鍵，儲能系統(tǒng)的整體控制流程如圖4所示.

在圖4中，P1為抽油機(jī)變頻器輸出功率，可通過對直流母線電壓和電流的檢測計(jì)算得到，可以看出儲能系統(tǒng)與抽油機(jī)變頻器之間不需要繁復(fù)的通訊與協(xié)調(diào).通過此控制策略不僅可以使儲能單元的SOC穩(wěn)定在合理的區(qū)間，延長儲能單元的使用壽命，而且可以最大限度發(fā)揮超級電容器的存儲能力，達(dá)到節(jié)能的目的.

至于能耗電路，一般情況抽油機(jī)變頻器內(nèi)置制動電阻，通過實(shí)時(shí)監(jiān)測直流母線電壓對能耗電路進(jìn)行控制，并且制動電阻的投入和切出的閥值電壓應(yīng)為一滯環(huán).

4 算例分析

4.1 參數(shù)設(shè)置

抽油機(jī)變頻器直流母線電壓為540 V，設(shè)置當(dāng)直流母線電壓大于550 V時(shí)儲能系統(tǒng)回收制動能量(圖4中Udcmax)，當(dāng)直流母線電壓高于600 V時(shí)能耗電路啟動.為使雙向DC/DC變換器具有較高的工作效率，兩側(cè)電壓比不能過高[19]，選擇儲能系統(tǒng)的工作電壓范圍為200 V～400 V，即儲能系統(tǒng)的最高工作電壓Uscmax為400 V.

抽油機(jī)電機(jī)的功率曲線采用圖2所示的功率曲線，為了確定儲能系統(tǒng)的初始最大充電功率Pscmax0及可吸收制動能量E，如圖5所示.圖中可吸收制動能量E的計(jì)算公式為

(14)

其中：

(15)

公式中：T為游梁式抽油機(jī)的工作周期.

由圖5可知，在儲能系統(tǒng)的初始最大充電功率Pscmax0較小時(shí)，隨著Pscmax0的增大，儲能系統(tǒng)的可回收制動能量E迅速增加；當(dāng)Pscmax0增大到一定程度后，E的增大速度逐漸變緩；當(dāng)Pscmax0增大到10 kW以后，E不在增加，此時(shí)，儲能系統(tǒng)已可以吸收所有的制動能量.在現(xiàn)場應(yīng)用時(shí)，可根據(jù)油井工況、抽油機(jī)平衡狀態(tài)及優(yōu)化目標(biāo)的不同對Pscmax0進(jìn)行靈活配置.

圖5 儲能單元功率與可吸收制動能量關(guān)系圖

由于圖2中的負(fù)載功率曲線經(jīng)過理想化處理，致使圖5中的初始最大充電功率Pscmax0與可吸收制動能量E的關(guān)系曲線的拐點(diǎn)并不明顯，故文中選擇吸收所有制動能量，即Pscmax0=10 kW，E=18.6 kJ，并選用美國Maxwell公司XP系列的BCAP0005型超級電容器進(jìn)行容量配置，該系列超級電容器可在油田多風(fēng)沙、溫差大的惡劣環(huán)境下穩(wěn)定運(yùn)行，其主要參數(shù)如下：額定容量為5F，額定電壓為2.7 V，最大持續(xù)電流為2.3 A，由公式(12)可計(jì)算得到超級電容器模組的最優(yōu)初始電壓U*為290 V(為了降低超級電容器的電壓應(yīng)力，計(jì)算時(shí)令額定電壓為2.5 V)，則根據(jù)文中提出的基于功率-容量約束的超級電容器模組參數(shù)配置方法及傳統(tǒng)配置方法得到的配置結(jié)果如表1所示.

表1 基于Maxwell BCAP0005型超級電容器參數(shù)配置

由表1可知，采用文中提出的超級電容器模組參數(shù)匹配方法能夠在滿足抽油機(jī)制動能量回收需求的條件下，有效減小超級電容器模組中并聯(lián)支路數(shù)，從而降低儲能系統(tǒng)的投入成本.

4.2 仿真驗(yàn)證

按圖1在Matlab/Simulink仿真軟件中搭建抽油機(jī)制動能量回收系統(tǒng)仿真模型，對文中所述超級電容器模組參數(shù)配置方法及儲能系統(tǒng)控制策略進(jìn)行仿真驗(yàn)證，仿真結(jié)果如圖6、圖7所示.

圖6 無超級電容儲能系統(tǒng)時(shí)直流母線電壓

圖7 無超級電容儲能系統(tǒng)時(shí)抽油機(jī)、電網(wǎng)功率

圖6和圖7為抽油機(jī)系統(tǒng)未安裝超級電容儲能裝置時(shí)的仿真波形，在0 s～3.2 s和6.1 s～12 s內(nèi)，抽油機(jī)電機(jī)處于電動狀態(tài)，需要從電網(wǎng)吸收大量電能，直流母線電壓為525 V～540 V.在3.2 s～6.1 s內(nèi)，抽油機(jī)電機(jī)處于再生發(fā)電狀態(tài)，向直流母線回饋電能，為了限制“泵升電壓”，能耗電路開始工作，直流母線電壓在580 V～600 V之間波動，580 V和600 V分別為制動電阻退出和投入的閥值，為一滯環(huán).

圖7、圖9和圖10為加入超級電容儲能系統(tǒng)并且采用文中所提參數(shù)配置方法及控制策略時(shí)的仿真波形，在3.2 s時(shí)抽油機(jī)電機(jī)開始向直流母線回饋電能，直流母線電壓升高，當(dāng)直流母線電壓達(dá)到充電閥值550 V，并且超級電容器模組端電壓小于400 V時(shí)，超級電容開始回收制動能量，使直流母線電壓穩(wěn)定在545 V～550 V，此處仍為一滯環(huán)，545 V和550 V分別為雙向DC/DC電路降壓模式關(guān)閉和開啟的閥值；6.1 s時(shí)，抽油機(jī)電機(jī)開始處于電動狀態(tài)，超級電容向抽油機(jī)電機(jī)供電，6.1 s～7 s，超級電容最大放電功率大于電機(jī)所需功率，由超級電容承擔(dān)全部功率，直流母線電壓維持在540 V左右；7 s～8 s時(shí)，超級電容最大放電功率小于電機(jī)所需功率，超級電容作為輔助電源，提供部分功率，直流母線電壓降低；8s時(shí)，超級電容端電壓下降到最優(yōu)初始充電電壓290 V，超級電容停止放電，此時(shí)電機(jī)運(yùn)行需要的功率全部由電網(wǎng)提供，直流母線電壓為525 V～540 V.

圖8 有超級電容儲能系統(tǒng)時(shí)直流母線電壓

圖9 有超級電容儲能系統(tǒng)時(shí)抽油機(jī)、電網(wǎng)、超級電容功率

圖10 超級電容器模組電壓、電流波形

在抽油機(jī)系統(tǒng)的一個(gè)工作周期內(nèi)，超級電容器模組的端電壓由最優(yōu)初始充電電壓290 V經(jīng)充電上升至385 V，對應(yīng)于圖2中抽油機(jī)電機(jī)功率曲線的發(fā)電區(qū)域，之后抽油機(jī)電機(jī)進(jìn)入電動階段，超級電容器模組的端電壓經(jīng)放電又回到最優(yōu)初始充電電壓290 V，此階段對應(yīng)于圖2中抽油機(jī)電機(jī)功率曲線的電動區(qū)域，整個(gè)過程實(shí)現(xiàn)了工作周期內(nèi)能量的歸零；超級電容模組的充放電電流及功率的峰值在整個(gè)工作周期內(nèi)均接近但未超過的最大持續(xù)電流Iscmax和初始最大充電功率Pscmax0，儲能系統(tǒng)的功率利用率得到有效提高，且系統(tǒng)運(yùn)行性能穩(wěn)定.

由上述分析可知，超級電容儲能系統(tǒng)能夠在滿足較高性價(jià)比的基礎(chǔ)上實(shí)現(xiàn)對抽油機(jī)電機(jī)制動能量的存儲與再利用，證明了本文所提超級電容器模組參數(shù)配置方法及控制策略的正確性和有效性.

5 結(jié) 論

針對抽油機(jī)系統(tǒng)的“倒發(fā)電”現(xiàn)象，設(shè)計(jì)了基于超級電容的抽油機(jī)制動能量回收系統(tǒng)，并以提升超級電容儲能系統(tǒng)的性價(jià)比為目標(biāo)，提出了基于功率-容量約束的超級電容器模組參數(shù)匹配方法以及儲能系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制策略.仿真驗(yàn)證表明，文章所提超級電容器模組參數(shù)匹配方法能夠?qū)崿F(xiàn)儲能系統(tǒng)功率和容量對節(jié)能量的最佳性價(jià)比配置，滿足節(jié)能效果與系統(tǒng)成本雙優(yōu)的目的；儲能單元能夠?qū)崿F(xiàn)抽油機(jī)電機(jī)制動能量的有效回收和及時(shí)釋放，荷電狀態(tài)及電流處于合理區(qū)間，且采用獨(dú)立的充放電控制電路，并未對抽油機(jī)系統(tǒng)原有控制電路做改動.

文章所提超級電容器模組參數(shù)配置方法及控制策略未考慮超級電容器電壓、電流及溫度對其壽命的影響，后續(xù)研究可以以此切入點(diǎn)進(jìn)行改進(jìn).