基于Taguchi方法的低速潛油永磁電機優化及試驗應用

李大軍，李宏忠，張 俊，吳 芳，劉先勇，薛 鵬，譚 帥，侯國建

（1.中國石化勝利油田分公司濱南采油廠，山東 濱州 256606； 2.勝利油田高原石油裝備有限責任公司，山東 東營 257000；3.中國石油大學（華東） 機電工程學院，山東 青島 266580）

近年來，隨著油田開發進入后期，高稠黏且高含砂的蠟原油井、大斜度井及水平井逐漸增多，現有的采油技術，如有桿泵采油系統及電潛離心泵采油面臨較多問題，難以滿足油田現場的開采需求。低速大扭矩潛油永磁同步電機直驅螺桿泵采油系統作為新的采油技術，正逐漸被應用于油田［1］。作為該采油系統的主要電驅部件，即潛油永磁同步電機，其性能與螺桿泵機組及整個電泵井的質量和使用壽命密切相關，進而影響原油產量及采油成本，因此提高其性能至關重要。

Taguchi方法是一種常用于電機優化的穩健設計方法，能夠在最少的實驗次數內，搜索出多目標優化設計的最佳組合［2-3］。眾多學者已采用Taguchi方法對常規結構的內置式永磁同步電機［4-5］和表面式永磁電機［6-7］進行性能優化，并取得良好的優化效果；Gaing 等［8-9］提出基于模糊推理機制和神經網絡的Taguchi優化方法，以提高永磁同步電機效率，降低轉矩脈動。近年來，國內Meng 等［10］將6σ 設計應用到永磁同步電機的穩健優化設計。潛油永磁同步電機的設計是多變量、復雜非線性問題，較難得到電機性能指標與電磁參數之間的準確表達式，Taguchi方法能夠有效解決這一難題。本文基于Taguchi方法與方差分析，以電機效率最大化和齒槽轉矩最小化為優化目標，進行電機優化以獲得更好的性能，推動低速大扭矩潛油永磁同步電機直驅螺桿泵采油系統在油田開發中高效、可靠的應用。

1 潛油永磁同步電機模型及參數

以1臺額定功率為11 kW的直驅螺桿泵用低速潛油永磁同步電機為優化對象，額定電壓為380 V，額定轉矩為420 N·m，額定轉速為200 r/min，電機極槽配合為12槽10極，采用表貼式結構，1/4結構模型如圖1所示。圖1中，Rro為轉子外徑，Rri為轉子外徑，lm為永磁體厚度，ltp為齒頂厚度，δ為齒頂厚度，Wt為定子齒寬。

圖1 電機1/4結構模型及主要電磁結構參數Fig.1 Motor quarter structure model and main electromagnetic structure parameters

根據損耗與齒槽轉矩的產生機理［11］，確定氣隙長度、永磁體厚度、定子齒寬及齒頂厚度為影響電機效率和齒槽轉矩的主要結構參數，具體定義如圖1 所示。通過電機的初始方案設計，確定上述參數的初始值。同時考慮結構參數的約束條件，結合Maxwell 的參數化設計模塊確定其變化范圍，具體數值見表1。

表1 不同優化參數及不同水平值Tab.1 Different optimization parameters and different level values

通常情況下，各參數之間存在交互作用，優化局部時，結合參數變化范圍、初始值及對稱原則選取3個值作為水平值對應取值。參數變化范圍由以下條件確定：① 約束條件為Bt<1.6 T，Bj<1.3 T，Sf<70%，其中Bt為齒磁密，Bj為軛部磁密，Sf為槽滿率。結合長期的電機制造和加工安裝經驗，為確保電機具有良好的輸出性能與長期的使用壽命，設置以上約束條件。② 區間的對稱性。

2 基于Taguchi方法的電磁參數優化

Taguchi 方法作為局部優化方法，可通過正交試驗實現多目標優化設計，建立正交表減少試驗次數以最快速度找到最優參數組合。待優化的參數有4個，且每個因子取3水平值，因此選用L9（34）正交表（4因子、3水平、9次試驗）構建直交表，見表2。通過有限元仿真得到每個實驗組合的性能指標。

表2 基于Taguchi方法的正交實驗表及仿真結果Tab.2 Orthogonal experimental table and simulation results based on taguchi method

得到仿真數據后分析主效應，可知各結構參數的均值主效應，如圖2 所示。由圖2 可知，［δ（1），lm（3），Wt（3），ltp（1）］為效率最大的參數組合，其中，δ為氣隙長度，mm；lm為永磁體厚度，mm；Wt為定子齒寬，mm；ltp為齒頂厚度，mm。［δ（3），lm（2），Wt（3），ltp（3）］為齒槽轉矩最小的參數組合。因此不能直接得到同時使效率最大、齒槽轉矩最小的參數組合，或者不存在該種參數組合，只能折中處理。

圖2 電機優化參數對效率和齒槽轉矩影響曲線Fig.2 The influence curve of motor optimization parameters on efficiency and cogging torque

通過變異數分析，即方差分析，可解決該問題。方差分析綜合計算結構參數及水平值的離散程度，比較其對性能指標的影響比重，通過比較結構參數對性能指標的相對影響作用大小，結合主效應分析即可得到Pareto 最優因子組合，方差分析結果見表3。

表3 各結構參數對性能指標的方差與影響比重Tab.3 The variance and influence proportion of each structural parameter on the performance index

由表3 可知，每個結構參數對效率和齒槽轉矩所占的比重不同，氣隙長度、永磁體厚度和定子齒寬對齒槽轉矩的占比遠大于其對電機效率占比，齒頂厚度對電機效率的占比大于其對齒槽轉矩的占比。按照所占比重大小選擇，最終的Pareto 最優因子組合為［δ（3），lm（2），Wt（3），ltp（1）］，即δ=1.4 mm，lm=6.0 mm，Wt=8.9mm，ltp=0.8 mm。

根據最優因子組合進行有限元仿真，得到優化后的電機性能指標。相比于優化前的性能指標，齒槽轉矩從1.375 1 N·m 減小至1.134 8 N·m，降低了17.48%；電機效率從75.552 8%上升至78.386 5，提高了3.75%。

開展優化后潛油永磁同步電動機空載和負載狀態下仿真分析，其磁場和磁密分布如圖3 所示。由圖可知，無磁飽和現象且漏磁小，未出現磁密過高的區域，齒部平均磁密小于2 T，說明優化后的電磁結構參數設計合理。

圖3 優化后電機的磁密和磁力線分布Fig.3 The magnetic density and magnetic field distribution of the optimized motor are optimized

3 樣機測試及試驗

根據電磁方案設計與優化分析結果，進行樣機試制和測試，如圖4所示。

圖4 樣機測試Fig.4 Prototype test

樣機測試時，控制轉速恒定而輸出轉矩不斷提升，部分試驗結果見表4。結果表明，電機整體效率較高，在額定工況附近電機的實測效率約為77.5%，與優化結果接近。

表4 樣機測試結果Tab.4 Prototype test results

小規模生產后，潛油永磁同步電機直驅螺桿泵系統在勝利油田PFB17X253井和PFB17X259井進行現場應用，測試結果見表5。根據井況調整電機運行參數，電機不在額定狀態，處于低速運行，180 r/min 時的電機效率為67.84%，100 r/min 時為57.54%，體現了優越的低速運轉性能，系統運行穩定，進一步驗證了優化結果的可靠性。

表5 現場應用測試結果Tab.5 Field application test results

4 結語

針對潛油永磁同步電機直驅螺桿泵系統存在的電機效率較低及齒槽轉矩較大的問題，采用基于Taguchi方法和方差分析的多目標優化方法進行優化設計，選取氣隙長度δ、永磁體厚度lm、定子齒寬Wt和齒頂厚度ltp這4 個結構參數作為優化因子，以效率最大和齒槽轉矩最小進行性能指標優化，確定最佳參數組合。仿真結果表明，優化后的電機效率提升了3.75%，齒槽轉矩減小了17.48%。

按照設計方案與優化結果進行樣機試制，并進行廠內測試與現場應用，對比驗證有限元仿真結果，驗證仿真分析的正確性與優化設計的有效性，并為潛油永磁同步電機直驅螺桿泵系統在油田的推廣應用夯實基礎。