游梁式抽油机专用盘式异步电动机设计
2010年第5期
设计分析 D
esign and anal y sis
游梁式抽油机专用盘式异步电动机设计
白 山1
, 赵春祥1
, 彭 兵1
, 冯 成
2
(1. 沈阳工业大学, 辽宁沈阳110178; 2. 广东明阳风电技术有限公司, 广东中山528437)
摘 要:针对抽油机负载特性要求, 提出了以小功率专用盘式异步电动机替代传统的Y 系列大功率异步电动机。基于功率密度与起动转矩方面优化设计了22k W 游梁式抽油机专用盘式异步电动机。利用有限元分析软件对该电机进行了仿真研究, 结果表明, 该22k W 电机能够满足游梁式抽油机起动转矩的要求, 而且运行效率较高, 可以取代目前游梁式抽油机使用的Y 系列三相异步电动机。
关键词:盘式电动机; 抽油机; 有限元分析; 起动转矩
中图分类号:T M 343 文献标识码:A 文章编号:1004-7018(2010) 05-0009-03
D esign on t he D isk Type A synchronousM ot or Specially U sed for Beam Pu m pi n g Unit
BAI Shan 1
, Z HAO Chun -x iang 1
, PE NG B ing 1
, FENG Cheng
2
(1. Shenyang Un i v ersity of Techno l o gy , Shenyang 110178, Ch i n a ;
2. Guangdong M ingyang W i n d Po w er Technology Co . , Ltd . , Zhongshan 528437, Ch i n a)
Abstract :Due to t he load spec ific ity o f the bea m pu mp i ng unit , the l ow -pow er d i sk type asynchronousm oto r substi tuted t he high-po w er Y ser i es asynchronousm otor . Based on t he analysis of the pow er-density and start-up torque of the d is k type mo tor , t he 22k W d isk type asynchronousm otor spec iall y used for bea m pu m pi ng unit was desi gned . S i m u l a ti on u si ng the fi n ite e l ement analysis so ft w are w as carr i ed out . T he resu lt sho w s tha t the m oto r can m eet t he requ ire m ent f o r sta rt torque o f bea m pu m p i ng un it , and high e fficiency duri ng ope ration so t hat it can replace the Y -ser i es 37k W three-phase asynchronous m otor used for bea m pump i ng unit no w.
K ey word s :d i sk type mo t o r ; pu m ping un it ; fi n ite ele m ent ana lysis ; start torque
0引 言
如:双定子电动机、永磁同步电动机、超高转差率电动机等, 但普遍存在工艺复杂、制造成本高、效率较目前, 游梁式抽油机是应用最普遍的石油开采
低等缺陷
[2]
, 游梁式抽油机能源浪费问题并未根本
机械装置之一, 也是油田耗电大户, 其用电量约占油解决。由于盘式电动机具有功率密度大, 铁心利用田总用电量的40%, 总体效率很低。由于起动时, 率高, 定、转子平行放置, 易实现高起动转矩等特点, 要重新挂吊绳, 电机需通过连竿将配重支起, 故初始因此较适合作为游梁式抽油机的配套电机。目前盘状态要求拖动电机的起动转矩是抽油机运行时负载式异步电动机的应用还停留在小功率范围。
的3~4倍, 甚至更大, 起动转矩是游梁式抽油机选配电机的第一要素。起动转矩适用, 则负载功率必1盘式电动机设计
然匹配不佳, 即产生所谓 大马拉小车 现象。在轻1. 1盘式电动机的结构
载工况下, 电机效率和功率因数都很低, 造成原油开盘式电动机气隙磁通为轴向, 载流导体沿径向采的电费成本居高不下, 能源浪费十分严重
[1]
。
放置。定、转子铁心呈圆盘状, 由铁心冲卷机冲制, 卷绕而成
[3]
。两者在空间上呈平面相对放置, 有利
于散热, 因而可选较高的线负荷, 从而获得高功率密度; 盘式电机的铁心由自动冲卷机卷制, 铁心利用率高, 可达95%以上, 而传统电机的硅钢片由于要冲
掉四角余料, 利用率只能达到70%~75%[4]
。而且, 盘式电机转子不受定子的束缚, 转子容易实现深
图1 游梁式抽油机结构简图
槽, 提高起动转矩。
针对抽油机 大马拉小车 的能源浪费问题, 人
基于以上特点, 盘式电动机十分适合设计成高们从起动转矩和高效率方面研制了各种特种电机。
起动转矩游梁式抽油机专用电动机, 解决游梁式抽收稿日期:2009-12-15
油机配套电机 大马拉小车 的能源浪费问题。
游梁式抽油机专用盘式异步电动机设计
9
D
设计分析 esign and anal y sis
[5]
2010年第5期
盘式电动机结构如图2所示。(N) 个同心圆环, 采用等长度分割。每个同心圆环构成一个单元磁路。在满足起动转矩及B 级绝缘的前提下, 尽可能选择较大的线负荷A 。如表1所示, 通过优化, 最终选择A =17323A /m,电流密度J =2879913A /m。此时电机的主要尺寸如表3所示。
表1 线负荷的优化
线负荷/(A #m -1) 电流密度/(A#m -2) 起动转矩/(N#m ) 效率/(%) 温升/(K)
[***********]00
666
2. 27! 102. 64! 103. 23! 103. 89! 106
662643. 8599573. 389. 187. 586. 685. 265. 668. 374. 581
2
图2 盘式电机结构形式
1. 3高起动转矩设计
笼型转子异步电动机转子槽常设计成特殊形状, 选取适当的尺寸, 利用集肤效应, 使得电机转子电阻的起动瞬间值大于正常运行值, 从而提高起动转矩, 改善起动性能指标。转子的槽形种类很多, 如
[6]
梨形槽、刀形槽、梯形槽、矩形槽等。本文首先采用形状相对简单矩形槽来计算槽形大体尺寸。
利用起动转矩倍数T st 和起动电流倍数i st 来设计矩形槽尺寸。
起动状态下转子电阻标么值:
2
∃∃! cos ∀R 2(st) =T st ()
i st 1-s n
额定运行时转子电阻:∃2∃R 2%s n ! P em 由式(7) 和式(8) 可得:
R
∃
∃2(st)
∃
为了降低成本, 本文选用了铸铝笼型转子的单定子、单转子的盘式电动机结构, 以简化工艺, 增加电机的可靠性。1. 2高功率密度设计
盘式电动机的视在功率:
2 2-3
S c = (1) K B K db D av L a nA av B ! 10
60
式中: 为计算极弧系数; K B 为气隙磁场波形系数; K dp 为绕组系数; D av 为铁心平均直径; L a 为铁心径向高度; n 为同步转速; A av 为平均直径处线负载; B 气隙磁通密度幅值。
盘式电机的体积:
22
(D1-D i ) ∀h (2) 4
式中:D 1为铁心外径; D i 为铁心内径; ∀h 为铁心轴
V =
向总厚度。
盘式异步电动机单位体积的输出功率:
P 2S c ! cos ∀
=
22V K E (D1-D i ) ∀h 4式中:K E 为电势系数。
游梁式抽油机专用盘式异步电动机设计
(7)
(8)
T st cos ∀=R 2i st s n (1-s n )P e m
∃
2
∃
∃
∃2
(9)
式中:T st 为起动转矩倍数; R 2为不考虑集肤效应, 折
(3)
算到定子边的转子电阻; i st 为电流倍数; P em 为电磁功率标么值; s n 为额定转差率, 可进行事先预估, 本设计中经计算s n =0. 024。
从R 2(st) 和R 2中分别减去端环电阻, 便可得到考虑集肤效应和不考虑集肤效应时槽部导条电阻之
[7]
比, 即电阻增加系数K F 。计算得K F =1. 96, 查取
(4) (5)
集肤效应曲线, 可得槽高, 根据电密的选取, 随即可得槽宽, 经计算确定转子导条槽深宽比为
=7. 25。b
在相同高度及截面积的前提下, 对矩形槽、梨形
∃
∃
将式(1) 、式(2) 代入式(3), 整理得:
P 2D av ! co s ∀
=() () C d n V K E 4h 60-3
K B K dp nA av B ! 102
D L a
式中:C d 为电机的利用系数。
C d =
2av
S c
=
因此, 提高A av 可提高电机的利用系数, 进而提高电机的功率密度。但线负荷还受其它因素的制约, 应根据情况适当选取。
线负荷:
A =
(6)
槽和刀形槽分别进行了计算, 结果如表2所示。梨形槽虽然效率较高, 但不能满足起动转矩的要求; 刀形槽虽然起动转矩较高, 但效率低; 矩形槽在满足起动转矩的同时, 效率较高, 且矩形槽可以简化冲模结构。因此选用矩形槽。
表2 槽形的优化
槽 形
起动转矩/(N#m ) 效率
梨形槽571. 389%
刀形槽677. 285. 6%
矩形槽653. 787. 8%
盘式电动机的线负荷是直径D 的函数, 故A 应 10
采用分环计算。即沿内径D i 到外径D 1, 分为若干
1. 4专用盘式电动机
计算得该盘式电动机的主要数据如表3所示。
表3 电机的主要数据
功率/kW 电压/V相电流/A联接方式定子槽数转子槽数
并联支路对数气隙长度/m
2238022. 2角接54442
定子外径/m 定子内径/m 第一节距气隙磁密/T线负荷/(A#m -1) 电流密度/(A#m -2) 起动转矩倍数
0. 50. 381. 62
1. 73! 1042. 88! 1062. 989. 87
电动机起动时间需要1s 左右, 这是由于盘式电动机的转动惯量大, 因此起动时间稍长。
8. 00! 10-起动电流倍数
2有限元分析
盘式异步电动机电磁场分析采用的电磁场理论基于麦克斯韦方程组, 应用功能强大的Ansoft 分析软件。由于盘式电机结构的特殊性, 需建立三维模
型进行分析, 但三维模型的计算量太大, 一般的计算机难以实现。本文借鉴参考文献[8],将电机圆盘沿径向切开, 拉直, 然后取平均直径处的剖面, 盘式电机可简化为二维模型, 如图3所示。经有限元计算, 可得各节点的磁位A z 和磁密B 的数值。磁力线分布与气隙磁密波形分别如图
4、图5所示。
表4为计算数据。但实际情况是电动机运行在约15~20k W, 以18k W 为标准, 对两种电机进行分析。此时37k W 三相异步电动机由于轻载, 效率和
功率因数明显降低, 据测量效率在78%左右, 功率因数0. 67, 此时电机有5k W 能量损失; 而22k W 盘式专用电机, 由于在接近满载下运行, 效率较高, 仍可维持在85%左右, 只有3k W 的能量损失。可见使用盘式专用电机, 每小时可节能近2k W, 节能效果明显。
表4 计算数据
电 机37k W 异步电动机22k W 盘式专用电机
效 率87%87. 2%
功率因数0. 860. 86
起动转矩/(N #m )
636. 31640
3结 语
线负荷采用分环计算, 则在第k 环上的v 次谐波短距系数和v 次谐波分布系数分别为:
k y v(k)
vy 1(k) =sin ()
2(k )
qa 1v si n
=
a 1v q sin
2
本文通过对盘式电动机特点的分析, 论述了将其应用于游梁式抽油机作为配套电动机的合理性。并对22k W 抽油机专用盘式异步电动机进行了设计、仿真。结果表明, 该22k W 抽油机专用盘式异步电动机可以取代目前油田用Y 系列37k W 异步电动机, 在满足起动转矩的同时, 运行效率较高, 节能效果明显。参考文献
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k q v(k)
式中:va 1为槽距电角。
各环上的v 次谐波短距系数和分布系数相等, 因此各环上的波形在忽略饱和的情况下, 基本相同。
由图5对气隙磁密波形进行傅里叶分解, 可得各次谐波幅值, 如图6所示。可见, 各次谐波幅值很小, 气隙磁密波形接近正弦波。在起动性能分析中, 本文将盘式电动机等效为径向磁场电机, 等效过程中气隙长度不变, 用铁量不变, 得到盘式电动机的起动曲线如图7、图8所示。从图中可以看出, 该盘式
游
梁式抽油机专用盘式异步电动机设计
(下转第41页) 11
s , 幅值均为0. 1N #m, 此时, 力矩指令和响应曲线已经重合。图11则是在&0. 1N #m 转矩指令下的力矩测试结果(未滤波), 力矩曲线是对转速作微分运算后得到的, 由于系统中不可避免地存在着轴承摩擦阻力或真空状态不理想所导致的空气阻力等, 而且在转速越高的情况下阻力矩也越大, 因此电磁力矩虽然是恒定的, 但合成力矩却并非如此; 除此之外, 力矩曲线中存在干扰脉冲, 一是由无刷直流电动机的换相力矩脉动引起的, 二是由位置传感器的安装误差及其较低的分辨率(仅三个开关型霍尔效应传感器) 引入的, 这些误差会影响测速精度, 使得力矩计算结果中出现了类似于干扰的现象。从各实验曲线中可以看出, 飞轮系统的动态和静态性能均良好, 并且无论在加速状态、制动状态还是转速
过零
点都不存在力矩突变现象。
5结 语
本文针对大惯量反作用飞轮系统中的关键技术进行了研究, 提出了一套基于数字I P 内核集成的硬件实现方案, 可以解决飞轮控制中普遍存在的一些问题, 如变向时的力矩突变、难以零动量平滑运行
等, 在各项指标上均有了较大幅度的提高。首先设计了一种可以在0~100%占空比范围内运行的单极性P WM 斩波控制技术, 包括功率主回路拓扑结构及其相应的栅极驱动方法, 并开发了可以采样三相绕组电流的磁感应式电流传感器; 其次分析了泵生电压的产生机理, 并以此为基础设计了泵生自动抑制电路; 最后给出了实现飞轮力矩伺服控制算法的总线式数字ASI C 系统结构。实验结果表明, 该飞轮系统在四个象限内均能够获得令人满意的动态和静态力矩控制性能。
本方案已经在一系列的反作用飞轮产品中获得应用, 并取得了很好的成效。参考文献
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