用于油氣勘探的電代油驅動裝置系統設計與分析

王春霖，劉 暢，楊 華，覃 鴻，陳國柱

（1.浙江大學電氣工程學院，浙江 杭州 310027；2.浙江大學工程師學院，浙江 杭州 310011）

為油氣勘探提供動力的柴油發動機不僅能耗高，而且運轉時產生的噪音和排出的尾氣會對周圍環境造成嚴重污染［1-2］。文獻［3-4］指出，在碳中和背景下，油氣勘探企業加快推進清潔生產，助力新能源、新產業發展成為必然。為提升油氣勘探的效率和效益，實現節能減排，國內各大油田逐漸開始使用電代油驅動裝置，即在電網覆蓋范圍內利用交流變頻電動機（下文簡稱為電機）為鉆井平臺提供動力。

然而，現有的電代油驅動裝置普遍缺乏系統化、模塊化設計，存在運輸不易、性能不佳等問題，無法適應需頻繁切換的使用場景。隨著頁巖氣勘探需求的增加，壓裂泵組的功率需求不斷提升［5］，一體式結構的電代油驅動裝置已無法滿足油氣勘探的功率需求。基于此，筆者擬對電代油驅動裝置進行系統設計，即分別設計高壓變電、低壓傳動分體模塊箱式結構，以提高裝置調度使用的便捷性。此外，因需要頻繁搬運的特殊性，電代油驅動裝置對結構強度有較高的要求，但目前缺乏對集裝箱式電代油驅動裝置的結構強度設計。根據文獻［6-7］，筆者擬利用SolidWorks軟件對所設計的電代油驅動裝置進行應變有限元分析，以完善其箱體結構設計。

控制系統設計及信息化提升一直是電代油驅動裝置的研發難點。SY/T 6725.1—2014規定［8］：石油鉆機用電氣設備主電動機的最高電壓為690 V，且應實現集中控制和電機側、司鉆臺側兩地操作。張新國［9］對常規鉆井的絞車和泥漿泵的功率進行了分析，發現鉆井所需的功率因鉆進情況不同分布在600～2 000 kW之間。由此可知，直接采用單臺電機驅動的成本高，損耗大，可靠性低且不具有經濟性。而選用2臺型號相同的電機，可在小功率時采用單電機運行，在大功率時采用2臺電機并機運行。因此，采用雙電機時，須設計控制系統以實現2臺電機的協同運行和三地操作控制。

在多電機調速應用中，電機協同運行存在轉矩分配不均的問題一直是研究熱點。靳運莘［10］介紹了基于主從控制結構的多電機協同運行控制策略，可實現負荷均衡，但是其主、從電機為固定設置，不適用于鉆井現場。畢云峰［11］提出將電機分成直流電機組和交流電機組，并引入模糊控制等算法，實現了多電機的組內和組間控制，該控制系統控制精度較高，適用于多臺交流、直流電機并機運行場合。李軍超等［12］設計了一種雙電機驅動的電動螺旋壓力機PLC（programmable logic controller，可編程邏輯控制器）控制系統，通過單臺變頻器驅動2臺電機，實現了負荷均衡，且PLC控制系統還可實現人機交互，但是2臺電機共用1臺變頻器并不適用于對功率等級和可靠性要求較高的鉆井現場。王桂榮等、陸晟波等［13-14］提出了針對多電機協同運行的先進控制算法，但這些算法對處理器的運算速度等性能均有嚴苛的要求，不適用于工業現場。基于此，筆者擬研究基于主從控制結構的PLC控制系統，其既可實現單臺電機的獨立運行控制，又可實現雙電機的并機運行控制以及負荷均衡，且2臺電機的轉速偏差可控制在要求范圍內；同時，該控制系統還可實現低壓傳動模塊、電機側和司鉆臺側的三地同步操作以及人機交互，旨在提升實用性和降低誤操作的可能性，使得電代油驅動裝置更有利于鉆井現場操作人員使用。此外，基于OPC UA（object linking and embedding for process control unified architecture，用于過程控制對象鏈接和嵌入的統一架構）協議實現遠程數據監控和共享，以進一步提升電代油驅動裝置的可靠性。

1 電代油驅動裝置系統結構設計

1.1 傳動系統結構

在油氣勘探現場，利用電代油驅動裝置通過電網為機械鉆機提供動力的傳動系統的整體結構如圖1所示。其中，調速型液力耦合器（簡稱為液耦）與電機同轉軸連接，用于調整電機的輸入/輸出轉速比，同時在調速時進行能量緩沖，起到沖擊保護作用。每臺電機單獨配置1個充氣式離合器，當離合器斷開時，電機近似無負荷；當離合器閉合時，電機經液耦與鏈條箱相連，通過鏈條連接驅動泥漿泵和絞車，從而為機械鉆機提供動力。在該傳動系統中，2臺電機并機運行時為柔性連接。

圖1 油氣勘探現場傳動系統的整體結構Fig.1 Overall structure of transmission system of oil and gas exploration site

1.2 電氣系統結構

本文所設計的新型電代油驅動裝置的電氣系統采用單臺變頻器驅動單臺電機的方式，10 kV高壓電經過變壓器后輸出兩路690 V的三相電，一路為Y形連接，另一路為△形連接，兩路三相電輸出的相位角相差30°；兩路三相電分別通入變頻器的2個不控整流模塊，構成十二脈整流系統。變頻器的逆變部分采用三相全橋，結合制動電阻和制動開關，在電機剎車時快速消耗再生電能，實現能耗制動。新型電代油驅動裝置電氣系統的結構如圖2所示。

圖2 新型電代油驅動裝置電氣系統結構Fig.2 Electrical system structure of new electricity-replaceoil driving device

而傳統電代油驅動裝置采用六脈整流方式，其電氣系統的結構如圖3所示。

圖3 傳統電代油驅動裝置電氣系統結構Fig.3 Electrical system structure of traditional electricity-replace-oil driving device

假定交流側電抗為0 Ω，直流電感為無窮大。對于采用六脈整流方式的傳統電代油驅動裝置，其交流側變壓器的輸出電流iA1、iA2的傅里葉級數展開為：

式中：Id為變頻器直流母線的輸出電流；ω為交流電角頻率；t為時間。

對于采用十二脈整流方式的新型電代油驅動裝置，其交流側變壓器的輸出電流iA1、iA2的傅里葉級數展開分別為：

由此可得，采用十二脈整流方式的新型電代油驅動裝置交流側變壓器的總輸出電流iA為：

由式（4）可知，采用十二脈整流方式時，電代油驅動裝置的2個整流模塊產生的5，7，17，19，…次諧波相互抵消，注入電網的為12k±1（k為正整數）次諧波，即11，13，23，25，…次諧波。通過理論計算得到采用六脈整流方式和十二脈整流方式的電代油驅動裝置的諧波含量，如表1所示。由此可得，電代油驅動裝置采用十二脈整流方式可以有效抑制電網諧波，降低濾波成本。

表1 不同電代油驅動裝置的理論諧波含量對比Table 1 Comparison of theoretical harmonic content of different electricity-replace-oil driving devices

采用十二脈整流方式的新型電代油驅動裝置在某鉆進工況下的實測功率因數與視在功率的關系如圖4所示。由圖4可知，在場用電占比低的大功率鉆進段，新型電代油驅動裝置的實測功率因數達0.95以上。因此，新型電代油驅動裝置需要配置的有源電力濾波（active powe filter，APF）容量大幅減小。

圖4 某鉆進工況下新型電代油驅動裝置的實測功率因數與視在功率的關系Fig.4 Relationship between measured power factor and apparent power of new electricity-replace-oil driving device under a certain drilling condition

1.3 模塊化箱式結構設計

油氣勘探現場通常位于偏遠地區，不僅路況復雜，而且各勘探點之間相距幾十千米以上。因此，電代油驅動裝置應具備易運輸、高可靠性和高結構強度的特點。

在新型電代油驅動裝置中，高壓變電模塊需引入10 kV交流電，而置于低壓傳動模塊中的控制系統因生產需要而頻繁被工作人員操作。因此，高壓變電模塊不宜與低壓傳動模塊集成設計。本文采用高壓變電、低壓傳動分體模塊箱式結構設計方法。獨立的高壓變電模塊和低壓傳動模塊更有利于掛車運輸，提高了裝置調度使用的便捷性。

所設計的高壓變電模塊和低壓傳動模塊的三維結構分別如圖5和圖6所示。高壓變電模塊和低壓傳動模塊通過絕緣電纜連接，低壓傳動模塊與電機通過三芯變頻電纜連接。此外，低壓傳動模塊采用空調與風道散熱系統，以及時將變頻器等電氣設備因損耗而產生的熱量散出。

圖5 高壓變電模塊三維結構Fig.5 Three-dimensional structure of high-voltage transformer module

圖6 低壓傳動模塊三維結構Fig.6 Three-dimensional structure of low-voltage transmission module

對于模塊化箱式結構，最重要的是解決其結構強度問題。以低壓傳動模塊為例，對其結構強度進行設計與分析。根據實際工況，利用SolidWorks軟件建立低壓傳動模塊箱體底座的應變有限元計算模型。低壓傳動模塊所承受的總載荷為20 t，根據其內部各電氣設備的實際分布情況分配載荷；低壓傳動模塊箱體底座采用寬度為300 mm的C型槽鋼。由圖7所示的低壓傳動模塊箱體底座應變云圖可知，其形變極值為0.232 mm，說明其具有可靠的結構強度。

圖7 低壓傳動模塊箱體底座的應變云圖Fig.7 Strain nephogram of box base of low-voltage transmission module

2 電代油驅動裝置的電機控制策略

所設計的新型電代油驅動裝置的電機選用2臺同型號的三相交流異步電動機，其參數如表2所示。當機械鉆機的鉆頭在鉆地表層時，所需功率較小，采取單電機運行模式，另一臺電機備用；當鉆頭向地層深部鉆進時，所需功率開始增大，當單臺電機的功率無法滿足要求時，2臺電機并機運行。此外，在鉆進過程中，還有下套管等操作，且負荷非平滑變化，存在沖擊負荷，單電機運行和并機運行應可靈活切換。

表2 三相交流異步電動機參數Table 2 Parameters of three-phase alternating current asynchronous motor

2.1 電機調速原理

根據文獻［15］中的電機調速原理，新型電代油驅動裝置的電機采用矢量控制策略（如圖8所示，圖中坐標系變換指靜止-旋轉坐標系變換），其實際轉速通過旋轉編碼器輸入變頻器控制器，作為反饋信號；電機的轉速給定通過PLC和人機交互實現；利用PLC結合變頻器的矢量控制實現電機的調速和轉矩控制。

圖8 新型電代油驅動裝置電機的矢量控制調速原理Fig.8 Vector control speed regulation principle of motor in new electricity-replace-oil driving device

2.2 并機控制原理

電機的轉差率s為：

式中：n1、n分別為電機的同步轉速和實際轉速。

電機的電磁轉矩T為：

式中：p為電機的極對數；U1為電機定子輸入電壓；f1為電機定子輸入電壓的頻率；R1為電機定子回路電阻；X1為電機定子回路漏抗；R′2為電機轉子回路電阻折算值；X′2為電機轉子回路漏抗折算值。

三相交流異步電動機的機械特性曲線如圖9所示。然而，即使是同一廠家生產的同一批次的電機，其參數和機械特性曲線也不會完全一致。此外，當2臺電機共同拖動1個負載時，即使轉速給定方式相同，其轉速仍會存在微小的偏差，從而導致其輸出轉矩有較大差別。當2臺電機的轉矩不一致時，電機之間會相互拖曳，即轉矩大的電機會帶動轉矩小的電機轉動，使得轉矩小的電機的實際轉速大于同步轉速，則電動的轉差率為負，電磁轉矩為負，即圖9所示的區域Ⅱ，此時電機處于發電狀態。通過逆變模塊為直流側電容充電，使得直流母線電壓上升，當電壓上升到直流側設定的最高保護電壓時，變頻器會故障停機，從而導致電機停轉。

圖9 三相交流異步電動機的機械特性曲線Fig.9 Mechanical characteristic curve of three-phase alternating current asynchronous motor

主從控制是實現雙電機負荷均衡的一種常用控制策略，典型的主從控制策略有：1）主機速度控制+從機轉矩控制；2）主機PI（proportional integral，比例積分）控制+從機P（proportional，比例）控制。采用前一種控制策略時，主機與從機必須剛性連接，在主機速度控制模式下，從機轉速始終跟隨主機；在從機轉矩控制模式下，轉矩給定來自主機，從而完成轉矩分配。采用后一種控制策略時，主、從機均在速度控制模式下工作，其轉速給定方式相同，其中主機的速度調節器采用PI控制器，從機的速度調節器采用P控制器，將主機速度調節器的積分分量疊加到從機速度調節器的輸出中，從而完成轉矩的穩態分配。

在同一生境中，植物必然會競爭空間、養分等，甚至會產生一些次生物質，對其他植物產生不利的影響，即化感作用[20-22]。紫莖澤蘭具有較強的化感作用，其提取物能抑制多種植物的種子萌發和幼苗生長[23]。而地桃花是在紫莖澤蘭下可正常生長并表現出一定競爭優勢的一種植物。通過試驗發現，地桃花提取物在濃度為10 mg/mL時對刺莧和稗的抑制效果分別達75.70%、62.01%，但其效果比已成功研發的植物源除草劑癸酸低15%左右。可以通過活性成分分離、鑒定來提高產品效果[24]，具體原因還需要進一步深入研究。

常用的主從控制策略是主機和從機采用不同的控制方式，即在系統運行過程中，主機和從機不可相互切換。然而，在油氣勘探過程中，通常先任意起動一臺電機，當功率不足時，起動另一臺電機；而當所需功率迅速減小時，停止任意一臺電機，執行單電機運行。由此可知，主從控制策略并不適用于油氣勘探現場。

基于此，針對2臺電機并機時為柔性連接且主電機不確定的情況，對2臺電機采用下垂控制策略，下垂控制時2臺電機間無須進行通信。實際轉速較快的電機承受較大的轉矩，并通過負反饋來自動降低給定轉速，從而實現向其他電機分配轉矩。下垂控制框圖如圖10所示。采用下垂控制策略可使2臺電機的轉速趨于同步，負荷分配趨于平衡。由于不同負載的機械特性不同，在雙電機協同控制調試時，通過調整下垂系數可以較好地實現負荷均衡。

圖10 新型電代油驅動裝置電機的下垂控制框圖Fig.10 Droop control block diagram of motor in new electricity-replace-oil driving device

對于本文的新型電代油驅動裝置，當其控制系統先起動變頻器1（2）和電機1（2）后，需要2臺電機并機運行的控制流程如圖11所示。并機運行時的下垂控制轉速調節范圍不超過液耦允許的滑差。當起動變頻器2（1）和電機2（1）后，在系統無故障的前提下，需要先將2臺電機的轉速調整為一致，以減小轉矩偏差；然后才允許離合器2（1）閉合，2臺電機并機運行以共同拖動負載，通過變頻器的下垂控制實現負荷均衡。

圖11 新型電代油驅動裝置的并機控制流程Fig.11 Paraller control flow of new electricity-replace-oil driving device

2.3 起動、調速與停機控制

當電代油驅動裝置控制系統接收到電機起動命令后，判斷三地同步控制是否就地允許。出于安全考慮，任一時刻只允許一地對電機進行調速控制。當就地允許后，通過本地控制面板和觸摸屏進行電機控制操作。當電代油驅動裝置起動變頻器時，首先進行初始化設置，包括寫入變頻器的初始控制狀態和設置電機的初始轉速為0 r/min；然后，讀取變頻器內的數據和狀態，以及寫入需要傳送到變頻器的數據和狀態，判斷變頻器是否有故障，電機是否有故障（包括電機超溫、急停、檢修和電機散熱風機風壓故障等），以及是否有外部故障（如制動電阻故障等）。若無故障，則可以進行電機調速控制，電機的給定轉速送入變頻器的通信基值為：

在本文中，電機的轉速給定采用斜坡給定方式，并且限幅輸出。電機轉速的突增或突減可能會造成變頻器的轉矩超調達到上限，從而導致現場操作人員難以及時反應。

當電機停機時，為避免因機械大慣量負荷而造成電機拖曳，從而使變頻器直流側過壓，需要斷開離合器。當單臺電機停機時，離合器斷開，制動開關接通，制動電阻工作，電機轉速逐漸減小至0 r/min。對于電機并機運行時的停機情況，若2臺電機均需停機，則需要斷開2個離合器，每臺電機單獨制動；若只需1臺電機停機時，首先需要解除2臺電機的并機狀態，然后斷開需要停機的電機所對應的離合器，電機制動停機。新型電代油驅動裝置并機運行時的停機控制流程如圖12所示，其雙電機協同控制流程如圖13所示。

圖12 新型電代油驅動裝置并機運行時的停機控制流程Fig.12 Shutdown control flow of new electricity-replace-oil driving device during parallel operation

圖13 新型電代油驅動裝置的雙電機協同控制流程Fig.13 Dual-motor cooperative control flow of new electricity-replace-oil driving device

3 電代油驅動裝置控制系統的設計與實現

3.1 控制系統硬件結構

新型電代油驅動裝置的控制系統由1套西門子S7-300 PLC以及2套現場就地操作柜組成。其中，低壓傳動模塊的控制柜處理器為主站，電機側、司鉆臺側采用ET200M遠程I/O（input/output，輸入/輸出）口作為從站，即結構上采用主從形式，以實現三地同步控制。控制系統通過PROFIBUS DP（process field bus decentralized peripheral，過程現場總線分布式外設）協議與2臺變頻器通信，從而實現雙電機的協同控制和并機運行。電機側和司鉆臺側操作柜與低壓傳動模塊控制柜采用光纖通信，以防止雷電危害，從而增強通信可靠性。司鉆臺側操作柜采用腳踏開關通過航插與ET200M遠程I/O口連接，以實現電機調速控制。新型電代油驅動裝置控制系統的硬件結構框圖如圖14所示，2臺電機和電機側操作柜的放置現場如圖15所示。

圖14 新型電代油驅動裝置控制系統的硬件結構框圖Fig.14 Hardware structure block diagram of control system of new electricity-replace-oil driving device

圖15 電機和電機側操作柜放置現場Fig.15 Placement site of motor and operation cabinet on the motor side

3.2 控制系統軟件設計

新型電代油驅動裝置控制系統的軟件設計主要包括兩部分：PLC控制程序和人機交互界面設計，其中PLC控制程序采用順序控制，利用梯形圖進行編程。

PLC控制程序主要包括：三地互鎖控制程序；變頻器初始控制狀態的設定及2臺電機初始轉速為0 r/min的給定程序；電機起動、停機、急停、調速和并機控制程序；電機故障及外部故障停機控制程序。為增加該控制程序的可理解性和易維護性，采用結構化編程方法進行設計。新型電代油驅動裝置PLC控制程序的設計框圖如圖16所示。當處理器的操作系統完成啟動后，將循環執行主程序模塊OB1，以處理OB1中被調用的各個功能模塊。OB34為調速和并機中斷模塊，當有調速和中斷的響應時，執行調速和中斷程序。

圖16 新型電代油驅動裝置PLC控制程序設計框圖Fig.16 Block diagram of PLC control program design for new electricity-replace-oil driving device

圖17 某實際工況下新型電代油驅動裝置并機運行時的人機交互界面Fig.17 Human computer interaction interface of new electricity-replace-oil driving device during parallel operation under a certain actual working condition

3.3 運行狀態遠程監控與數據共享

人機交互界面僅可就地實現對整個電代油驅動裝置控制系統的監控，而無法實現運行狀態的遠程監控和數據共享。鑒于TP700型觸摸屏可用作OPC UA服務器，首先，利用上位機通過OPC UA協議讀取觸摸屏上顯示的數據，然后結合4G無線通信技術，通過編程將上位機中的數據信息提取到服務器中，最后通過網絡發布數據，從而實現運行狀態的遠程監控與數據共享。

本文所采用的新型電代油驅動裝置運行狀態遠程監控與數據共享方案如圖18所示。其中，現場數據可供操作人員通過TCP/IP（transmission control protocol/internet protocol，傳輸控制協議/互聯網協議）遠程訪問；遠程服務器根據現場數據編制可視化列表和圖形，以10 min為間隔記錄數據。圖19所示為某一鉆進時段新型電代油驅動裝置高壓變電模塊總表有功功率的動態監控界面。

圖18 新型電代油驅動裝置的運行狀態遠程監控與數據共享方案Fig.18 Remote monitoring and data sharing scheme for operation status of new electricity-replaceoil driving device

圖19 高壓變電模塊總表有功功率動態監控界面Fig.19 Dynamic monitoring interface of active power of high-voltage transformer module total meter

4 電代油驅動裝置應用效果分析

4.1 經濟性分析

傳統的柴油驅動裝置由柴油發動機和配套電機組成。目前，常用的柴油發動機大部分由國外企業生產，成本較高。此外，柴油發動機需要使用大量柴油，隨著能源逐漸枯竭，其使用成本進一步提高。以峰值功率為2.4 MW的柴油驅動裝置30 d滿負荷運行為例進行分析。其中，設備成本取當前主流設備的平均成本，柴油價格取2021年3月的平均價格。使用柴油驅動裝置的成本如表3所示。

表3 柴油驅動裝置使用成本分析Table 3 Cost analysis of diesel driving device

本文新型電代油驅動裝置主要由高低壓開關柜、雙路十二脈整流變壓器、高壓變電模塊箱體、交流變頻器（含制動電阻）、無功補償裝置、PLC控制系統、空調、低壓傳動模塊箱體和三相交流異步電動機組成。隨著電機調速在電氣領域的使用日益頻繁且技術日益成熟，對應變頻器和電機的成本逐漸降低，目前國產設備正逐漸代替價格高昂的進口設備。新型電代油驅動裝置主要消耗電力能源，隨著新能源發電技術的日益成熟，電力資源日益豐富，特別是在石油勘探所處的西北、西南地區，風力和光照資源豐富，電力價格相對較低且更加清潔。針對新型電代油驅動裝置，同樣以峰值功率為2.4 MW的系統30 d滿負荷運行為例進行分析。其中，設備成本取當前主流國產設備的平均價格，電力價格取2021年西部工業用電的平均價格。使用新型電代油驅動裝置的成本如表4所示。

對比表3和表4可知，新型電代油驅動裝置的使用成本較傳統柴油驅動裝置大幅下降，月平均使用成本降低了52%。

4.2 節能減排效果分析

采用新型電代油驅動裝置代替傳統柴油驅動裝置可以顯著減少油氣勘探過程中二氧化碳（CO2）、氮氧化物和可吸入顆粒物等的排放，積極響應“碳中和”政策。

所設計的新型電代油驅動裝置的節能減排效果可以通過節能率和CO2減排量來衡量［16］。節能率可通過對比電代油驅動裝置使用前后的單功率（每kWh）標煤消耗量得到，其表達式為：

式中：ψ為節能率；ηt為變壓器效率；ηc為變頻器效率；ηy為液耦效率；ηm為電機效率；Q為柴油發動機燃油消耗率；ce為電力折標煤系數；cd為柴油折標煤系數。

2種油氣勘探驅動裝置主要動力設備的能效參數如表5所示，其單功率標煤消耗量分別為413.4 gce和137.4 gce，利用式（7）計算得到新型電代油驅動裝置的節能率為66.8%。其中，電力折標煤系數取122.9 gce/kWh；柴油折標煤系數取1.457 1 gce/g。

表5 油氣勘探驅動裝置主要動力設備的能效參數Table 5 Energy efficiency parameters of main power equipment of oil and gas exploration driving device

柴油驅動裝置單功率燃燒柴油的CO2排放量為：

式中：WCO2為使用柴油驅動裝置的CO2排放量；EFCO2為柴油燃燒的CO2排放系數。

使用新型電代油驅動裝置時，單功率消耗電力所等效的CO2排放量為：

根據 IPCC（Intergovernmental Panel on Climate Change，聯合國政府間氣候變化專門委員會）給出的參考數據［17］，取EFCO2=4.0 g/g，EECO2=740.0 g/kWh。

根據式（8）和式（9）結果可知，使用新型電代油驅動裝置的CO2排放量較使用傳統柴油驅動裝置顯著減少，單功率CO2排放量減少了27%。

5 結論

本文針對油氣勘探的經濟、節能、可靠性生產需求，設計了一套新型電代油驅動裝置，并對其系統、控制性能和應用效果進行了詳細分析，得到結論如下：

1）新型電代油驅動裝置采用十二脈整流方式，在場用電占比低的大功率鉆進段，不配置無功補償裝置時其功率因數可達0.95以上，從而降低了無功補償成本。

2）高壓變電、低壓傳動分體模塊箱式結構極大地提高了新型電代油驅動裝置調度使用的便捷性，其中低壓傳動模塊箱體底座采用寬度為300 mm的C型槽鋼，其仿真形變極值為0.232 mm，說明該裝置具有可靠的結構強度。

3）新型電代油驅動裝置控制系統采用主從控制結構，并機運行時采用轉速匹配控制結合變頻器的下垂控制策略，使2臺電機的轉速偏差控制在10%以內，避免了因負荷不均衡而引起的變頻器故障。

4）所開發的運行狀態遠程監控與數據共享平臺可以實現新型電代油驅動裝置現場運行信息的共享與管理，提高了其可靠性。

5）相較傳統柴油驅動裝置，新型電代油驅動裝置每月可節省52%的成本，減少27%的CO2排放。

所設計的新型電代油驅動裝置已在實際工程中應用，其具有性能可靠、調整靈活等優點，在油氣勘探節能領域具有一定的實用價值。