抽油機用永磁同步電動機的理論與試驗研究

李　娜，葛利俊，安　超

(1.渤海石油裝備承德石油機械有限公司，河北 承德 067000；2.陜西長實建設工程有限公司，西安 710018)

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抽油機用永磁同步電動機的理論與試驗研究

李娜1，葛利俊1，安超2

(1.渤海石油裝備承德石油機械有限公司，河北 承德 067000；2.陜西長實建設工程有限公司，西安 710018)

摘要：節能高效的永磁同步電動機在石油開采領域的應用日益增長。結合永磁同步電動機理論和磁場有限元計算理論對某型永磁同步電動機進行分析，并對該型電動機在大慶油田進行測試。仿真結果和試驗結果表明，在額定轉速200 r/min的條件下，永磁同步電動機轉矩和效率等參數的計算值與試驗值基本一致，其中額定轉矩值的計算誤差只有3.84%，表明所采用分析方法的正確性。為實現該型永磁同步電動機的控制等提供了理論依據。

關鍵詞：永磁同步電動機；有限元法；d-q軸系；抽油機

抽油機是石油開采的關鍵設備，其動力裝置主要采用異步電動機來驅動。普通的異步電動機轉速高，通過加裝變速箱、傳動皮帶等傳動裝置來工作，但是其工作效率低，而且抽油桿的應力無法在停機后釋放，存在安全隱患。得益于電動機變頻調速控制技術的發展，變頻異步電動機在采油領域也得到一定應用。相比于傳統異步電機的設計，高速變頻異步電動機設計需要有獨特的結構設計和電磁設計，部分學者對其進行了深入的理論分析和計算[1]。異步電動機矢量控制調速系統設計也受到重視，該系統的硬件設計和軟件設計能實現異步電動機的高效調速，具有一定的發展前景[2]。

相比于采用不同復雜調速技術的異步電動機，直驅式高轉差率電動機在抽油機驅動領域的應用已經非常廣泛和成熟，也得到相關行業技術人員的高度認可[3-4]。文獻[5]對Y280S型電動機和YCHD280L型電動機進行了對比研究，在模擬井上對多個瞬態節點特性參數進行測試，試驗結果表明高轉差率電動機的啟動性能要優于低轉差率電動機，中高沖次時的降載效果較好，但在節能方面高轉差率電動機并沒有明顯優勢。采用麥克馬克方法求解波動方程，建立一種新的運動微分方程與波動方程的高度耦合問題的求解方法，對勝利油田辛1135和辛11138兩口井的計算結果表明該方法計算速度快、精度高[6]。

隨著永磁同步電動機性能的提升，在抽油機驅動領域，直驅式永磁同步電動機有替代傳統高轉差率電動機的趨勢[7]。對于永磁同步電動機的設計而言，其磁路結構和磁場分布的設計是關鍵，有限元法作為電磁場分析的主流方法，在永磁同步電動機的設計和優化上有著廣泛的應用[8]。永磁同步電動機的設計主要需要考慮磁路結構設計、轉矩分析、其他相關參數計算等，需要結合電磁場理論和電機學理論進行分析[9-10]。波形畸變率高和齒槽轉矩大也是影響永磁同步電動機性能的主要問題，可嘗試采用分數槽集中繞組、非均勻氣隙、定子斜槽和改變磁極寬度等方法予以改善[11]。永磁同步電動機具有強耦合性、非線性的特點，其控制技術也得到眾多學者的關注，包括直接轉矩控制技術(DTC)、自抗擾控制(ADRC)技術等[12]。復式永磁同步電機在直驅式抽油機中也得到應用，文獻[13]對其設計計算方法、電機內電磁場的分析、電機參數的優化、齒槽轉矩的抑制、電機驅動控制系統等進行了研究。此外，對于抽油機用永磁同步電動機而言，還需要關注其定轉子分段、潤滑和密封等對性能的影響[14]。

由于綜合性能的不斷提升，永磁材料在電動機領域的應用日益普及，高效、節能環保、工作可靠的直驅式永磁同步電動機成為石油開采領域的一個新增長點，得到國內外學者的重視。本文將結合電磁場理論對直驅式永磁同步電動機進行理論分析和仿真計算，并結合某型樣機進行實驗研究和分析，為此類電動機的應用奠定基礎。

1理論分析

1.1磁場有限元計算

對采用永磁材料的高轉差率電動機而言，有限元法是目前最適合的磁場計算方法。有限元法是基于變分的原理，建立對應電磁場邊值問題泛函求極值問題，然后將連續的場域剖分成相連接的多個子域，就可以利用簡單的插值函數來構建每個子域的試探函數，試探函數中帶有一組未知系數，以所求場域的邊界條件為限制條件，通過對該代數方程組求解，即可得到邊值問題的解。

根據麥克斯韋方程，磁場的基本方程為

(1)

(2)

式中：μ=μ0μr，μ、μ0、μr、Hc分別為永磁體磁導率、真空的磁導率、永磁體相對磁導率、永磁體矯頑力。

(3)

(4)

在非永磁區域Ω0等價的能量泛函極值問題為

(5)

在有限元法中，需要對求解域進行剖分，得到對應能量泛函極值問題的離散格式。對式(4)和(5)可以在空間域采用三棱柱單元或四面體單元進行離散求解。對于永磁同步電動機，通常為軸對稱結構，因此，可以只取一對稱面，在二維空間采用三角形單元或四邊形單元進行離散求解即可。

1.2轉矩和電壓計算

根據電動機的設計，磁極上最好不出現磁飽和現象，定子的各相繞組對稱分布，電樞的電阻值完全相等。若忽略漏磁通的影響，氣隙均勻分布，則各相繞組的電感值與轉子的所在位置無關，轉子磁鏈在氣隙中呈正弦分布狀態。那么在轉子坐標系(d-q軸系)的條件下，永磁同步電動機定子上的電壓和電磁轉矩分別為[17]

(6)

式中：Φd、Ud、id、Ld分別是定子繞組d軸的磁鏈、電壓、電流、電感；Φq、Uq、iq、Lq分別是定子繞組q軸的磁鏈、電壓、電流、電感；Rs、p、T和ω為定子的電阻值、電機極對數、電磁轉矩和角頻率。

磁鏈大小和電感大小可以通過有限元法進行計算。顯然，式(6)是隱式方程組，需要采用迭代的數值方法進行計算。

2仿真分析

以額定功率為22kW的永磁同步電動機為例，額定轉矩、額定效率、額定轉速、軸負荷、氣隙和額定電流分別為1 050N·m、≥87%、200r/min、80kN、1.5mm和42A，磁鋼牌號為N35，電動機的極數和槽數分別為32極和36槽。為了對電動機參數進行計算，采用有限元法對該電動機的磁場分布規律進行分析。計算得到的發電機剖面磁感應強度的分布如圖1所示。

圖1　永磁同步電動機剖面的磁感應強度分布

由圖1可以看出，該電動機的最大磁感應強度約為1.4T，低于硅鋼片的飽和值，滿足設計要求。

對該電動機在200r/min額定轉速、空載條件下的主要參數進行計算。仿真從0ms開始，對300ms內的銅耗進行計算，計算得到的銅耗如圖2所示。

圖2　電動機的銅耗仿真曲線

從圖2可以看出，在仿真初始時刻由于計算結果存在一定的動態參數影響，銅耗最大值可達11.4kW，然后銅耗值快速降低，銅耗值在226ms達到穩定值，在額定轉速下的銅耗均方根值為2.31kW。若不考慮鐵損，則電動機在額定轉速下的工作效率為89.5%，實際工況中電動機的效率應比該值略低。

電動機的轉矩計算結果為1 009.69N·m，比額定值略低。

轉子繞組1上計算得到的電壓U1如圖3所示。電壓最大值和有效值分別為310.42V和219.46V。從圖3可以看出，繞組上的電壓波形良好，說明采用分數槽集中繞組可較好地消除電壓的畸變。

計算結果表明，所設計的電機計算結果基本達到了預期值。

圖3　轉子繞組1上的電壓波形

3試驗測試

試驗所用電動機結構參數與仿真值一致，電動機為額定功率22kW的永磁伺服同步電動機，采用立式安裝結構；防爆等級為ExdIIBT4，可滿足抽油機工作的爆炸性氣體環境使用；使用鋁合金鑄造機座以提高散熱效率；采用牌號為N35的磁鋼，磁鋼的耐熱溫度為150 ℃，避免因為電機的溫升造成失磁或退磁。

在大慶油田對該電動機進行了試驗測試，測得的額定功率、額定轉矩、軸向負荷、表面溫升和噪聲分別為22kW、1 050N·m、80.8kN、57K和72dBA。對比試驗值與仿真值可以發現，額定轉矩值的計算誤差為3.84%，兩者比較一致，表明上述理論分析可較好地描述該型永磁同步電動機。

試驗效率與額定效率對比如圖4所示。由圖4可以看出，實際測得的電動機效率略低于額定效率的設計值。在額定轉速200r/min時，電動機的試驗效率是額定效率的0.95倍，表明該電機的電磁設計基本達到了預期目標。

圖4　試驗效率與額定效率對比圖

4結論

針對抽油機用永磁同步電動機，在轉子坐標系(d-q軸系)的條件下，采用永磁同步電動機定子上的電壓和電磁轉矩方程對其進行描述，并采用有限元法和磁鏈進行計算。在此基礎上，結合某22kW永磁同步電動機的參數進行了數值仿真計算。對比該電動機的試驗結果可以發現，計算結果與試驗結果基本吻合，為實現該型電動機的控制提供了理論和試驗依據。

參考文獻：

[1]劉慶.淺談高速變頻異步電動機的設計[J].科技資訊，2015(14)：37.

[2]陳德增.異步電動機矢量控制調速系統設計[J].工業控制計算機，2009(11)：106-107.

[3]趙紅艷.超高轉差率電動機在油田機采系統中的應用[J].電機技術，2006(3)：49.

[4]吳付生.超高轉差率電動機的應用及效果[J].電氣開關，2009(01)：68-69.

[5]李春紅，馮子明，李子良，等.高轉差率電動機負載特性試驗研究[J].石油礦場機械，2015，44(1)：44-47.

[6]薛承謹，鮑雨鋒.超高轉差率電動機驅動游梁抽油機動力學研究[J].石油機械，2002(1)：4-7.

[7]劉向陽，于延，賈向征.抽油機用永磁同步電動機節能技術改造[J].石油石化節能，2015(8)：38-40.

[8]劉瑞芳.基于電磁場數值計算的永磁電機性能分析方法研究[D].南京：東南大學，2002.

[9]馮垚徑.永磁同步電動機設計關鍵技術與方法研究[D].武漢，華中科技大學，2012.

[10]孫丹.高性能永磁同步電機直接轉矩控制[D].杭州：浙江大學，2004.

[11]崔雪萌.內置切向式永磁同步發電機電磁設計及分析[D].哈爾濱：哈爾濱理工大學，2015.

[12]段小麗，張永平，任一峰.永磁同步電動機的自抗擾控制研究[J].電氣技術，2015(5)：59-31.

[13]黃明星.新型永磁電機的設計、分析與應用研究[D].杭州：浙江大學，2008.

[14]梁丙雪.潛油螺桿泵專用稀土永磁同步電動機研究[D].沈陽：沈陽工業大學，2008.

[15]顏威利，楊慶新，汪友華，等.電氣工程電磁場數值分析[M].北京：機械工業出版社.2005.

[16]楊恒山，余海濤，胡敏強.圓筒型Halbach永磁直線發電機磁場結構的優化[J].微電機，2010，43(2)：26-29.

[17]李華德，白晶，李志民.交流調速控制系統[M].北京：電子工業出版社，2003.

TheoreticalAnalysisandExperimentalResearchforPermanentMagnetSynchronousMotorUsedforPumpingUnit

LINa1，GELijun1，ANChao2

(1.Bohai Oil Equipment Chengde Petroleum Machinery Co.，Ltd.，Chengde 067000，China；2.Shaanxi Changshi Construction Engineering Limited,Xi’an 710018)

Abstract：Permanent magnet synchronous motor is growing in the field of oil drilling applications because of higher energy efficiency.The theoretical analysis is on the basis of permanent magnet synchronous motor theory and finite element method for magnetic field and the motor is tested in Daqing oil field.Simulation results and the experimental results show that the calculated results and experimental results of torque and efficiency have reached a basic agreement on the condition at the rated speed of 200 r/min.The calculation error of rated torque value is 3.84% which shows the correctness of the analysis methods.The research provides theory basis for the control and application of such permanent magnet synchronous motor.

Keywords：permanent magnet synchronous motor；finite element method；d-q shafting；pumping unit

文章編號：1001-3482(2016)06-0061-04

收稿日期：2015-11-06

基金項目：國家自然科學基金(51107030)，河北省自然科學基金(E2012202070)

作者簡介：李娜(1983-)，女，河北承德人，工程師，碩士研究生，主要從事石油鉆采機械的研發，E-mail：jessie_1983@126.com.

中圖分類號：TE933.1

文獻標識碼：A

doi：10.3969/j.issn.1001-3482.2016.06.013