潛油電機設計方法研究及驗證

徐永明，孟大偉，沙亮

(哈爾濱理工大學 電氣與電子工程學院，黑龍江 哈爾濱150080)

0 引言

我國油田開采已經進入中后期，游梁式抽油機耗費鋼材多，并且難以適應水平井、叢式斜井和稠油井，而潛油電機驅動的無桿采油以其使用材料少、節約能源、能適應各種復雜的井況、能達到高揚程大排量等優勢越來越受到各大油田的歡迎，尤其是海上油井[1－3]。

潛油電機作為整個潛油電泵機組的動力機，是保障整個機組正常運轉的關鍵部分。潛油電機的性能不僅影響電泵機組的壽命，同時還影響原油產量和采油成本[4]。本文結合工程實際，修正了潛油電機設計方法。設計制造了實驗樣機，通過對其型式實驗驗證了修正的設計方法的準確性。

1 潛油電機的特殊機構

潛油電機是一種立式工作于油井1 000 m以下的特殊三相異步電動機，結構細長[5－8]，如圖 1所示。為了安全可靠運行，潛油電機定轉子都采用分段結構。轉子由很多獨立的鼠籠轉子單元構成，兩個轉子單元之間裝有扶正軸承。對應的定子位置是由銅疊片構成的隔磁段。氣隙充滿潤滑油。電機轉軸內部空心，軸上開孔可與氣隙相連。潛油電機正常運行時，密封在電機內部的潤滑油隨著轉子帶動打油葉輪高速旋轉，將氣隙中的電機潤滑油通過轉軸的徑向油孔壓入轉軸的空心腔內，再從其上端出口再流回到氣隙中去。這樣形成了一個閉合的油路循環系統[9－10]。止推軸承裝在潛油電機的上接頭內，承受電機轉子的重量和由于電機轉軸偏置引起的徑向拉力。

圖1 潛油電機結構示意圖Fig.1 Structure sketch map of submersible motor

以往潛油電機設計多采用普通感應電機的設計方法。而事實上由于定子隔磁段和轉子扶正軸承的存在，必然會對潛油電機的電磁參數產生較大影響，進而對潛油電機性能產生影響[11]。必須對現有設計方法研究改進，總結適合潛油電機結構特點的設計方法。

2 潛油電機參數與性能計算修正方法

2.1 等效鐵心長

潛油電機軸向上有十幾個甚至幾十個隔磁段，電機鐵心等效長度應考慮到因隔磁段而引起的損失寬度，即

式中:l為鐵心長;nv1為定子隔磁段數;bv1為考慮邊緣效應后的等效隔磁段長度，類似于中大型電機徑向通風道的損失寬度;δ為單邊氣隙長度。

凈鐵心長為

式中:kfe為鐵心疊壓系數。

2.2 端部漏抗

潛油電機定子隔磁段對電抗的影響計入隔磁段漏抗，其繞組端部漏抗仍可采用傳統的計算方法[12]。

潛油電機的轉子是由多個獨立的籠型轉子單元構成，因此相當于增加了轉子端部。再考慮轉子扶正軸承的影響，通過大量實驗數據的統計分析得到修正系數，最終潛油電機轉子的端部漏抗的計算公式為

式中:ξ為通過實驗統計平均值得到的修正系數，潛油電機中ξ=0.87;nv為潛油電機轉子中扶正軸承數為扶正軸承總的有效長度;lB為轉子導條總的有效長度;lt2為轉子鐵心總的有效長度;p為極對數;Cx為漏抗系數;DR為端環平均直徑。

2.3 定子隔磁段漏抗

潛油電機單段定子隔磁段漏抗曲線族如圖2所示。潛油電機隔磁段處漏磁所對應的漏抗，將之定義為隔磁段漏抗，此漏抗難以用傳統的磁鏈法求解，必須用場的方法對進行求解，選取一段隔磁段及部分鐵心進行有限元分析[13]。通過求解隔磁段部分的矢量磁位A，得到一段隔磁段的磁場儲能 WE1，進而得到整段的隔磁段漏抗[14－15]

式中:角頻率ω1=2πf;WE1為一段隔磁段儲能;Im為定子相電流幅值。

圖2 潛油電機單段定子隔磁段漏抗曲線族Fig.2 Curve group of leakage reactance in a single magnetic isolated segment of submersible motor stator

2.4 扶正軸承引起的附加損耗

漏磁場會在扶正軸承上產生渦流損耗，即為扶正軸承附加損耗。根據經典電磁理論，體積V內渦流損耗密度為[16－18]

式中:J為渦流電流密度的瞬時值;ρ為電阻率;ρi為單元的電阻率;J的下標R和I分別表示復矢量相應分量的實部和虛部;i表示單元號;ΔVi為單元的體積;Ne為體積V內單元數。

2.5 機械損耗計算

潛油電機機械損耗 Pfw由扶正軸承摩擦損耗Pz、止推軸承動、靜塊的摩擦損耗P0和轉子與潤滑油的摩擦損耗Pf組成，即

2.5.1 扶正軸承的摩擦損耗

電機在裝配時，不可避免的使電機定轉子氣隙存在一定的不均勻，造成定轉子相對偏心，產生單邊磁拉力，使得扶正軸承承受一定的負荷，產生扶正軸承摩擦損耗Pf。潛油電機單邊磁拉力FM0為

式中:β為經驗系數;δ為單邊氣隙長;e0為初始偏心;Bδ為潛油電機的氣隙磁密;D2為潛油電機的轉子外徑;μ0為空氣磁導率。

由于單邊磁拉力所產生的扶正軸承摩擦損耗為

式中:f為摩擦系數;d為扶正軸承直徑;v0為轉子旋轉速度。

2.5.2 止推軸承動、靜塊的摩擦損耗

潛油電機在正常工作時，止推軸承的靜塊承受整個轉子的重量而產生摩擦損耗。止推軸承的摩擦損耗P0與承推力負荷(即轉子質量)、電機潤滑油的粘度、止推瓦圓周速度以及止推瓦的平均單位壓力有關[19]，即

式中:K1為摩阻系數;G為轉子質量;v為止推瓦的平均圓周速度;P為止推瓦的平均單位壓力;lE為止推瓦長;μ為潛油電機潤滑油粘度。

2.5.3 轉子與潤滑油之間油摩損耗

將電機定轉子近似為兩個光滑圓柱，忽略定轉子開槽后槽口影響。潤滑油與轉子之間的油摩損耗轉化為求解氣隙內流體隨內圓柱旋轉因其粘度所造成的粘滯損耗[20]。

討論潤滑油在細長的潛油電機定轉子之間運動時，采用柱坐標系(r，θ，z)，設轉子的旋轉角速度為ω0，轉子的外圓半徑為R2，定子的內圓半徑為R1，則其中隨轉子高速旋轉的潤滑油的運動速度為

假定潤滑油服從牛頓內摩擦定律。在柱坐標系中，潤滑油的運動速度只有圓周分量，比例常數μ為流體的粘度，則剪應力為

將式(10)帶入到式(11)并令 r=R2得到轉子表面的切應力即為摩擦力表達式為

式中的負號說明潤滑油作用于轉子表面上的力與其旋轉方向相反。

潤滑油作用在轉子上的阻力矩為

式中:h為潤滑油在轉子表面的軸向長度，即電機的鐵心長。

由于電機的氣隙 δ很小，δ=R1－R2?R1因此潤滑油作用在轉子上的阻力矩為

潤滑油與轉子之間的摩擦產生的粘滯損耗即油摩損耗為

3 潛油電機樣機實驗

為能反映出隔磁段對電機性能的影響，設計制造2臺實驗樣機，樣機額定功率均為6 kW，轉子都為2段。設計參數完全一樣，不同之處在于一臺樣機兩節定、轉子之間裝有隔磁段和扶正軸承，而另一臺樣機的分段處由卡簧固定，沒有隔磁段和扶正軸承。以此來觀察隔磁段和扶正軸承對電機參數和性能的影響。樣機額定數據及主要參數:額定功率為6 kW;額定電壓為290 V;頻率為50 Hz;極數為2;槽配合為18/16;鐵心總長為67.62 cm;定子內徑為5.97 cm;定子外徑為10.04 cm;氣隙單邊長為0.05 cm;轉子內徑為3.02 cm。定子參數:硅鋼片型號為W470;槽形為梯形槽;繞組形式為單層同心式;繞組接法為星接;繞組材料為銅;隔磁段寬度為4.13 cm;槽內導體數為12;繞線直徑為1.80 cm;絕緣后繞線直徑為2.16 cm。轉子參數:槽形為圓形槽;圓形槽半徑為0.33 cm;扶正軸承寬度為4.13 cm;導條材料為銅條;端環寬為1.01 cm;端環高為2.5 cm。

采用DJC－1300電機型式實驗自動測試系統和ZF－2000KB磁粉測功機來共同完成實驗。實驗平臺如圖3所示。

圖3 潛油電機樣機實驗平臺Fig.3 Experimental platform of simulation model

功率因數、效率、定子電流直接實驗得到;鐵耗、機械損耗由空載實驗通過分離求得;雜散損耗取輸入功率的2.5%;轉子銅耗和定子銅耗在負載實驗的基礎通過換算得到。

用前述的設計方法對樣機分析計算，將樣機計算值與實驗數據作比較。表1給出了實測數據和計算數據的對比，表明用修正后方法所得到的潛油電機工作性能與實驗值相比滿足工程要求。

表1 有隔磁段樣機計算值與實驗數據對比Table 1 Relative error of the experimental data and calculation result of simulation model

型式實驗得到的有隔磁段和無隔磁段的樣機性能對比如表2所示。由對比可以看出，隔磁段對潛油電機的工作性能有較大影響。

由表2對比可得，在設計參數完全相同的情況下，有隔磁段樣機的隔磁段和扶正軸承引起了漏抗，導致功率因數和最大轉矩比無隔磁段樣機低。有隔磁段樣機的扶正軸承引起了渦流損耗，導致效率比無扶正軸承低。設計時應予以考慮。

表2 有隔磁段和無隔磁段樣機實驗數據對比Table 2 Comparison of experimental data of simulation model with magnetic isolated segment or not

4 結論

本文通過對潛油電機設計方法的改進，以及樣機的設計制造和實驗驗證，可以得出以下結論:

1)隔磁段和扶正軸承對電機性能指標的影響較為顯著，設計中必須予以考慮;

2)潛油電機機械損耗采用本文所述計算方法所得到的損耗值更接近試驗值，且簡單易行;

所研制樣機的實驗驗證了修正的設計方法是準確可行的。

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