高溫超細(xì)長潛油永磁電機(jī)溫升研究*

馮 威,楊 松,張炳義

(1.沈陽工業(yè)大學(xué) 電氣工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110870；2.中國核動力研究設(shè)計院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610000)

0 引 言

潛油螺桿泵采油系統(tǒng)作為一種無桿采油裝備，解決了抽油桿磨損問題，具有系統(tǒng)效率高、適合稠油井開采等優(yōu)點(diǎn)，是未來采油向斜井、平井等復(fù)雜井況發(fā)展的不二選擇[1-4]。潛油電機(jī)作為其驅(qū)動器，井口直徑的限制使其長徑比較大，高溫也嚴(yán)重影響了潛油電機(jī)的可靠性。潛油永磁電機(jī)設(shè)計為多極結(jié)構(gòu)，可以解決傳動鏈長的問題實(shí)現(xiàn)低速直驅(qū)，但其特殊的冷卻方式與較高的環(huán)境溫度也使設(shè)計時難以像傳統(tǒng)電機(jī)一樣通過熱負(fù)荷預(yù)估溫升。同時，由于井下數(shù)千米處無法測量電機(jī)溫升，故現(xiàn)階段試驗(yàn)均為井上常溫試驗(yàn)，但井上試驗(yàn)難以準(zhǔn)確模擬潛油電機(jī)的實(shí)際運(yùn)行工況，試驗(yàn)結(jié)果參考價值有限。而電機(jī)溫升過高可能會出現(xiàn)絕緣損壞等情況。綜上所述，分析潛油電機(jī)的設(shè)計熱負(fù)荷及極限溫升情況，對解決潛油電機(jī)的可靠性問題具有重要意義。

目前國內(nèi)外對潛油永磁電機(jī)溫升情況的研究較少，文獻(xiàn)[5]采用10極24槽雙分?jǐn)?shù)槽繞組的特殊設(shè)計，降低了電機(jī)額定運(yùn)行時的轉(zhuǎn)速，但并未實(shí)現(xiàn)潛油電機(jī)的低速直驅(qū)。文獻(xiàn)[6]提出了單元組合式永磁電機(jī)，但其每段均存在端部，不利于井下散熱。文獻(xiàn)[7]采用田口法優(yōu)化了電機(jī)的輸出性能，但對樣機(jī)僅進(jìn)行了井上的對比試驗(yàn)，并未實(shí)際模擬潛油電機(jī)的運(yùn)行工況。文獻(xiàn)[8]利用熱路法計算了考慮定轉(zhuǎn)子氣隙的溫度場模型，但計算的通用性有限。文獻(xiàn)[9]采用流熱耦合的方法求解整機(jī)的溫度場分布情況，為初期設(shè)計提供了參考依據(jù)，但其方法較為復(fù)雜耗時。

為了解決潛油永磁電機(jī)運(yùn)行可靠性低、難以控制溫升的問題，本文提出一種模塊組合式潛油永磁電機(jī)(MCSPMM)。將定子分塊分別下線后組裝，其槽滿率可達(dá)到80%，解決了繞組絕緣易損壞的問題，與傳統(tǒng)潛油電機(jī)相比，MCSPMM具有端部繞組更少，散熱條件更加理想的優(yōu)勢。同時，對模塊組合結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及電磁性能進(jìn)行分析，采用有限元的方法求取電機(jī)損耗及極限溫升，歸納出設(shè)計準(zhǔn)則。

1 設(shè)計研究

1.1 MCSPMM設(shè)計及分析

MCSPMM整體結(jié)構(gòu)如圖1所示。本文提出的MCSPMM利用分?jǐn)?shù)槽集中繞組線圈繞在齒上的特點(diǎn),在設(shè)計及制造時，去掉分塊齒上的線圈，實(shí)現(xiàn)潛油電機(jī)的模塊化制造組裝。在設(shè)計時需在每相每條支路去掉一個線圈，將定子設(shè)計為大小槽結(jié)構(gòu)并在軸向長度上進(jìn)行補(bǔ)償。

圖1 MCSPMM整體結(jié)構(gòu)圖

考慮到特定的短距、分布繞組可有效削弱特定階數(shù)諧波，采用10極12槽短距分布繞組削弱5、7次諧波，改善反電動勢波形的正弦度，降低電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動。電機(jī)模塊組合并軸向補(bǔ)償后的設(shè)計參數(shù)如表1所示。

表1 MCSPMM設(shè)計參數(shù)

MCSPMM采用變頻器接長距離鎧裝電纜的方式進(jìn)行供電，考慮線路壓降設(shè)計額定電壓取295 V，轉(zhuǎn)速配合潛油螺桿泵為300 r/min,省去了減速環(huán)節(jié)實(shí)現(xiàn)低速直驅(qū)。

常規(guī)設(shè)計潛油永磁電機(jī)與MCSPMM徑向?qū)Ρ热鐖D2所示。

圖2 潛油永磁電機(jī)徑向?qū)Ρ葓D

該MCSPMM共12個線圈，進(jìn)行分塊處理時去除齒上的A、B、C相各一個線圈后，需在軸向上補(bǔ)償長度以保證分塊前后電機(jī)性能基本不變，常規(guī)設(shè)計及軸向補(bǔ)償前后的電機(jī)性能參數(shù)如表2所示。利用有限元軟件建模進(jìn)行仿真分析以驗(yàn)證該規(guī)律，反電動勢波形如圖3所示。

表2 性能參數(shù)對比

圖3 模塊組合前后反電動勢對比圖

去掉3個線圈后反電動勢下降為102.4 V，約為未去線圈前的3/4，補(bǔ)償軸向長度延伸至原長度的4/3，即由1 860 mm補(bǔ)償至2 480 mm后，實(shí)現(xiàn)了MCSPMM的反電動勢基本不變。通過對常規(guī)設(shè)計與去線圈補(bǔ)償后的潛油永磁電機(jī)施加額定電流，有限元計算得到電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩如圖4所示。由圖4可以看出，其平均值均為128.2 N·m，說明模塊組合前后電機(jī)性能基本一致。

圖4 模塊組合前后電磁轉(zhuǎn)矩對比圖

1.2 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)分析

潛油電機(jī)放置于油管中，徑向尺寸嚴(yán)格受油管直徑限制。同時，高溫環(huán)境也對轉(zhuǎn)子永磁體的磁性能產(chǎn)生影響，對比傳統(tǒng)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，本文提出一種內(nèi)置切向式加極間磁鋼補(bǔ)償?shù)男滦娃D(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，采用內(nèi)置切向式轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)可以增大轉(zhuǎn)子磁通，解決磁負(fù)荷受限于電機(jī)尺寸的問題，極間磁鋼補(bǔ)償可以進(jìn)一步擴(kuò)大轉(zhuǎn)子磁通并且較好地起到了傳統(tǒng)隔磁橋的作用。針對高溫下永磁體易退磁及磁鋼成本等方面的考慮，在該種結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上進(jìn)一步采用切向式釹鐵硼配合徑向鐵氧體永磁材料組合的方式，既節(jié)省了材料成本，又對氣隙磁場起到調(diào)制作用。極間磁鋼補(bǔ)償分別為釹鐵硼和鐵氧體時的反電動勢波形諧波分析如圖5所示。

圖5 2種永磁材料進(jìn)行極間補(bǔ)償對比圖

電機(jī)采用釹鐵硼進(jìn)行極間補(bǔ)償時空載相反電動勢諧波畸變率為6.2%，稍大于采用鐵氧體補(bǔ)償時的5.5%，故采用鐵氧體進(jìn)行極間補(bǔ)償可以起到減小漏磁、提高磁通、調(diào)制磁場的作用，也證明了分?jǐn)?shù)槽集中繞組能有效地減少諧波，減弱電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動。

2 熱源計算

潛油永磁電機(jī)運(yùn)行時環(huán)境溫度可達(dá)100 ℃，從以往實(shí)際經(jīng)驗(yàn)看,其損壞的主要原因之一是繞組過熱及磁鋼高溫退磁，因此在設(shè)計時正確計算電機(jī)內(nèi)部各項(xiàng)損耗對判斷電機(jī)內(nèi)部各元件的溫升具有重要意義。同時，潛油電機(jī)采用內(nèi)部充滿絕緣油的方式平衡內(nèi)外壓力，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)會與絕緣油摩擦生熱，該部分損耗與傳統(tǒng)空氣摩擦損耗不同，不可被忽略。

2.1 銅耗的確定

因?yàn)镸CSPMM運(yùn)行頻率較低、線徑較細(xì)，所以本文分析忽略集膚效應(yīng)銅耗與臨近環(huán)流效應(yīng)銅耗。對于模塊組合后的潛油永磁電機(jī)而言，其三相仍為對稱繞組，故直流通過可由式(1)計算：

(1)

式中：m為電機(jī)相數(shù)；I1為相電流；Rs為隨溫度變化的電阻。

2.2 定子鐵心損耗的確定

因?yàn)镸CSPMM額定頻率較低，所以其定子鐵心損耗在總損耗中占比較低，但定子鐵心作為電機(jī)熱源之一在溫度場分析中不可忽略。鐵心損耗計算較為通用的是Bertotii公式，其將損耗分為磁滯損耗與渦流損耗，計算模型如下[10]：

PFe=Ph+Pc+Pe=

(2)

式中：Ph、Pc、Pe分別為磁滯、經(jīng)典渦流、異常渦流損耗；kh、kc、ke分別為磁滯、經(jīng)典渦流、異常渦流損耗系數(shù)；Bp為磁通密度幅值；x為磁滯損耗計算系數(shù)。

電機(jī)內(nèi)部磁通密度分布不均，且由于切割、加工及電樞電流中高次諧波的作用會使定子鐵心的鐵耗增大，因此本文在采用有限元方法計算的基礎(chǔ)上對定子鐵心損耗施加一個經(jīng)驗(yàn)修正系數(shù)1.5，使其更接近實(shí)際值。

2.3 轉(zhuǎn)子渦流損耗的確定

永磁電機(jī)運(yùn)行時，氣隙磁場中除主波外還有很多高次諧波，這些諧波會在轉(zhuǎn)子永磁體中產(chǎn)生渦流損耗，使永磁體的溫度升高。而永磁體溫度直接影響磁性能以及是否會發(fā)生不可逆去磁。本文采用有限元的方法求解永磁體上渦流損耗。

2.4 機(jī)械損耗的確定

潛油永磁電機(jī)工作時承受壓力較大，因此需在電機(jī)內(nèi)填充絕緣油平衡內(nèi)外壓強(qiáng)，電機(jī)繞組端部外側(cè)、定轉(zhuǎn)子間均被絕緣油充滿。除軸承損耗之外，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時帶動絕緣油而形成的油膜損耗也不可忽略。根據(jù)設(shè)計經(jīng)驗(yàn)該損耗取額定功率的1%。

因?yàn)殡姍C(jī)補(bǔ)償后軸向長度較長，轉(zhuǎn)子難以保證同軸度，所以需在軸上安置扶正軸承以保證電機(jī)能保持安全氣隙穩(wěn)定工作。本文將MCSPMM分成4段安放3個扶正軸承，扶正軸承兩側(cè)的轉(zhuǎn)子節(jié)結(jié)構(gòu)與繞組分布完全一致，散熱條件也基本一致，因此計算其中一段的損耗值及對應(yīng)的生熱率。經(jīng)計算，MCSPMM各部分損耗及生熱率如表3所示。

表3 MCSPMM各部分損耗及生熱率

分析表3可知，對于MSCPMM而言，盡管定子鐵耗在溫度場分析時不可忽略，但其損耗值大小與生熱率均遠(yuǎn)低于繞組銅耗及對應(yīng)的生熱率，故在分析MSCPMM溫升時，其發(fā)熱量主要由繞組銅耗決定，即設(shè)計時可用電機(jī)熱負(fù)荷進(jìn)行近似考量溫升。

3 MCSPMM極限溫升分析

3.1 溫度場計算模型

在溫度場有限元計算中，導(dǎo)熱方程一般遵循如下形式[11]：

(3)

式中:c為材料比熱容；p為熱流密度；T為溫度；λ為材料導(dǎo)熱系數(shù)；Q為區(qū)域內(nèi)熱源強(qiáng)度。

在此基礎(chǔ)上，需要對潛油電機(jī)計算模型進(jìn)行簡化與假設(shè)：(1)忽略航空插座、螺釘?shù)冗B接件對溫度的影響；(2)定子繞組發(fā)熱均勻并將槽內(nèi)繞組等效為2根實(shí)心銅棒，線絕緣及槽絕緣均勻分布在銅棒外部；(3)忽略裝配中各部件間的微小間隙，認(rèn)為各部件緊密接觸并視電機(jī)內(nèi)部絕緣油充滿機(jī)殼內(nèi)部；(4)電機(jī)垂直放置于井中，原油與端蓋機(jī)殼充分接觸，視端蓋與機(jī)殼外表面的等效散熱系數(shù)一致；(5)忽略原油流經(jīng)端蓋及機(jī)殼表面是的溫度變化，視原油溫度與環(huán)境一致，且原油流經(jīng)機(jī)殼時流速不發(fā)生變化。MCSPMM等效模型如圖6所示。

圖6 MCSPMM等效模型

3.2 電機(jī)換熱系數(shù)的求解

熱量傳遞由熱傳導(dǎo)、熱對流和熱輻射組成。在潛油電機(jī)中，定子繞組、鐵心、氣隙中絕緣油、磁鋼產(chǎn)生的損耗均會使電機(jī)發(fā)熱，熱量由原油流經(jīng)機(jī)殼外部時的熱對流帶走。但原油流經(jīng)機(jī)殼及氣隙絕緣油旋轉(zhuǎn)時的熱對流問題分析十分困難，因此本文采用引入等效導(dǎo)熱系數(shù)的方法，將潛油電機(jī)分析時的流體等效為靜止流體，使熱對流問題簡化為熱傳導(dǎo)問題，簡化計算提升求解效率。計算時需求解原油流經(jīng)機(jī)殼時的雷諾數(shù)并判斷流動狀態(tài)，計算流程如圖7所示。

圖7 雷諾數(shù)求解流程圖

大慶地區(qū)油井深度通常為1 000～2 000 m，井下2 000 m處環(huán)境溫度約為100 ℃，此溫度下原油密度ρ1約為891.1 kg·m3；導(dǎo)熱系數(shù)λ1約為0.15 W/(m·K)；動力黏度μ0約為9.25×10-3Pa·s；普朗特數(shù)Pr1約為10.2[12]。假定原油溫度相對機(jī)殼外表面溫度高35 K，此原油溫度下動力黏度約為8.5×10-3Pa·s。機(jī)殼外雷諾數(shù)Re1可表示為

(4)

式中:v為原油流速；D1為機(jī)殼外油路直徑；ρ1為原油密度。

為了得到電機(jī)的極限溫升，本文選用GB/T 17386—2009《潛油電泵裝置的規(guī)格選用》中的規(guī)定：原油流經(jīng)電機(jī)外徑與套管內(nèi)徑間的流體通道，使用0.304 8 m/s作為最小流體流速。對于機(jī)殼外流過的原油而言，當(dāng)Re1≤2 300時，原油可視為層流狀態(tài)；當(dāng)2 300

[1+(D1/Lc)2/3](μ1/μ′1)0.14

(5)

此時,機(jī)殼外表面換熱系數(shù)a1與熱流密度q可以表示為

(6)

(7)

式中：PCu、PFe、Ped、Pfw分別為銅耗、鐵心損耗、磁鋼渦流損耗及機(jī)械損耗；Dc為機(jī)殼外徑。

機(jī)殼外表面相對于原油的溫度差可以表示為

(8)

經(jīng)計算，機(jī)殼外表面的溫度相對原油溫度差為33.38 K，與假設(shè)值的誤差在允許范圍內(nèi)。與常規(guī)永磁電機(jī)不同的是，潛油電機(jī)垂直放置于油管中，原油流過時會率先接觸端蓋，經(jīng)計算機(jī)殼外表面等效散熱系數(shù)為37.18 W/(m2·K)。

3.3 電機(jī)極限溫升的求解

將計算得到的損耗值轉(zhuǎn)化成生熱率賦加至MCSPMM的各個部件中，并在機(jī)殼外表面及端蓋處施加3.2節(jié)計算得到的等效散熱系數(shù)。電機(jī)內(nèi)各部件導(dǎo)熱參數(shù)如表4所示。

表4 各部件導(dǎo)熱參數(shù)

對電機(jī)模型進(jìn)行溫度場分析時，網(wǎng)格剖分的合理性直接影響分析結(jié)果的準(zhǔn)確性。本文對MCSPMM的模型進(jìn)行了精細(xì)剖分，并對定子繞組、轉(zhuǎn)子磁鋼等處進(jìn)行了加密剖分，以得到網(wǎng)格質(zhì)量較好的結(jié)果。電機(jī)網(wǎng)格剖分圖如圖8所示。

圖8 電機(jī)網(wǎng)格剖分圖

通過有限元計算得到的MCSPMM各部分溫度如圖9所示。從圖9中可觀察到，機(jī)殼表面溫度約為134 ℃，相對于環(huán)境溫度100 ℃的溫度差為34 K，與3.2節(jié)計算雷諾數(shù)時假設(shè)機(jī)殼溫度一致，證明等效計算得到的機(jī)殼表面散熱系數(shù)正確，驗(yàn)證了本文方法的正確性。

圖9 外殼溫度圖

電機(jī)繞組溫度如圖10所示。

圖10 繞組溫度圖

繞組軸向溫度變化較小，最高溫度出現(xiàn)在繞組線圈中部而不是繞組端部。這是由于電機(jī)內(nèi)部充滿絕緣油，繞組端部外無槽絕緣，其熱量由絕緣油傳導(dǎo)至端蓋散出，印證了絕緣油可以提高電機(jī)熱交換能力。同時，可以發(fā)現(xiàn)大小槽中大槽內(nèi)的雙元件邊繞組溫升高于小槽內(nèi)單元件邊繞組溫升。有限元計算證明了在最極端的原油流速下，MCSPMM的溫升也能控制在良好的范圍內(nèi)，且由于去線圈的模塊組合方式，減少了定子徑向繞組的數(shù)量，增大了軸向長度，相當(dāng)于提高了電機(jī)的散熱能力，使?jié)撚碗姍C(jī)能更加安全穩(wěn)定的運(yùn)行。

對于潛油電機(jī)這種結(jié)構(gòu)特殊的電機(jī)，設(shè)計之初較難直接判斷電機(jī)各部分的溫升，其絕緣等級的選取與磁鋼材料的選取也較為困難。鐵氧體的矯頑力溫度系數(shù)為正值，不必考慮其溫度去磁，但釹鐵硼材料則必須考慮溫度的影響。磁鋼溫度圖如圖11所示，MCSPMM的磁鋼溫度約為133℃，繞組溫度約為150 ℃，考慮該溫度是其極限工作條件下的溫度，磁鋼選用N38SH，繞組絕緣選用H級絕緣，熱負(fù)荷設(shè)計為900 A2/(cm·mm2)以內(nèi)，即可保證其穩(wěn)定工作并留有一定裕量。

圖11 磁鋼溫度圖

4 結(jié) 語

針對傳統(tǒng)潛油永磁電機(jī)槽滿率低、振動大的缺點(diǎn)，本文提出一種MSCPMM。針對潛油電機(jī)工作環(huán)境特殊溫度難以測量，及其長徑比較大設(shè)計時難以判斷其各部分溫升的問題，對MCSPMM溫度分布進(jìn)行研究。因?yàn)槠涔ぷ黝l率低，所以溫升取決于銅耗大小，即在設(shè)計時可用熱負(fù)荷近似判斷。本文采用場路耦合的方法求解了MCSPMM內(nèi)部各項(xiàng)損耗，并通過求取等效散熱系數(shù)的方法計算得到了極限工況下電機(jī)內(nèi)部溫度分布特性。結(jié)果顯示，電機(jī)內(nèi)絕緣油可對電機(jī)散熱起到良好的效果，極限工況下井下相對散熱條件可類比為空氣自然冷卻。對于超細(xì)長MSCPMM，熱負(fù)荷設(shè)計為900 A2/(cm·mm2)以內(nèi)，電機(jī)繞組選用H級絕緣，磁鋼選用N38SH 時電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行，滿足實(shí)際需求。