Embed Size (px)
Citation preview
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение
высшего образования «Пермский национальный исследовательский
политехнический университет»
На правах рукописи
Шутемов Сергей Владимирович
РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ МОДУЛЯ ЛИНЕЙНОГО
ВЕНТИЛЬНОГО ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЯ ДЛЯ ПОГРУЖНЫХ
НЕФТЕДОБЫВАЮЩИХ НАСОСОВ
05.09.01 – Электромеханика и электрические аппараты
Диссертация на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Научный руководитель –
доктор технических наук,
профессор Шулаков
Николай Васильевич
Пермь – 2017
2
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
ВВЕДЕНИЕ………………………………………………………………….
1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ЭЛЕКТРОПРИВОДА В
СОСТАВЕ НЕФТЕДОБЫЧНЫХ АГРЕГАТОВ И ОБОСНОВАНИЕ
ПРЕИМУЩЕСТВ ЦЛВД.…….………………………………....................
1.1. Электропривод в составе нефтедобычных
агрегатов.…………………………………………………...……….……
1.2. Обоснование преимуществ применения ЦЛВД в качестве
привода плунжерных нефтедобычных агрегатов .……….…………
1.3. Требования к модулю ЦЛВД для нефтедобычного агрегата…
1.4. Выводы по главе 1….………………………….............................
2. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ
ПРОЦЕССОВ В МОДУЛЕ ЦЛВД…………………………………..........
2.1. Обоснование предложенного метода расчета.…………………..
2.2. Идеализированная модель электромагнитных процессов с
приведением трехмерного распределения поля к
двухмерному..............................................................................................
2.3. Алгоритм расчета ЦЛВД методом конечных элементов на
основе идеализированной математической модели…...........................
2.4. Выводы по главе 2………………….……………………………..
3. ИССЛЕДОВАНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК МОДУЛЯ
ЦЛВД.…………………..…………………………………………………...
3.1. Преобразование геометрии ЦЛВД от трехмерной к двухмерной
в соответствии с алгоритмом расчета .……………………………………
3.2. Расчет круговой двухмерной модели методом конечных
5
15
15
20
26
30
32
32
38
45
50
52
52
3
элементов ..………………………….……………………………………
3.3. Определение тягового усилия вторичного элемента ………..…
3.4. Расчет электрических характеристик модуля ЦЛВД.………….
3.5. Выводы по главе 3...……….………………………………………
4. ВЫБОР РАЦИОНАЛЬНОЙ КОНСТРУКЦИИ ЭЛЕМЕНТОВ
ИНДУКТОРА И ВТОРИЧНОГО ЭЛЕМЕНТА МОДУЛЯ ЦЛВД С
ЦЕЛЬЮ ПОЛУЧЕНИЯ МАКСИМАЛЬНОГО ТЯГОВОГО УСИЛИЯ….
4.1. Описание возможных конструкций магнитной системы……….
4.2. Исследование характеристик различных конструкций
ЦЛВД…………………………………………………………………….
4.3. Выводы по главе 4……………..………………………………….
5. ИСПЫТАНИЯ МОДУЛЯ ЦЛВД В СТАТИЧЕСКОМ И
ДИНАМИЧЕСКОМ РЕЖИМАХ …………………………………………
5.1. Разработка макета ЦЛВД………………..……………………..
5.2. Исследование статических характеристик модуля
ЦЛВД…………………………………………………………………..
5.3. Исследование динамических характеристик модуля
ЦЛВД………………………………………………………….………..
5.4. Автоматизация привода ЦЛВД…………………………………
5.5. Выводы по главе 5.………………………………………………
6. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТЯЖЕНИЯ МЕЖДУ
ИНДУКТОРОМ И ВТОРИЧНЫМ ЭЛЕМЕНТОМ НА УСИЛИЕ
ЦЛВД………………………………………………………………………..
6.1. Взаимодействие между индуктором и вторичным элементом
ЦЛВД…………………………………………………………………..
6.2. Модернизация ЦЛВД для устранения усилия тяжения и
повышения тягового усилия………….………………………………
6.3. Выводы по главе 6……………………………………………….
58
65
67
71
73
73
75
80
81
81
87
90
97
104
105
105
111
117
4
ЗАКЛЮЧЕНИЕ……………………………………………………………..
СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ…………………………………………………
Список литературы…………………………………………………………
ПРИЛОЖЕНИЕ 1. Нефтедобычной агрегат ПБЭНА с составными
частями………………………………………………………………………
ПРИЛОЖЕНИЕ 2. Сведения о реализации результатов работы……….
118
122
123
134
138
5
ВВЕДЕНИЕ
Важнейшим фактором функционирования мировой экономики является
разумное использование нефтяных ресурсов. На современном уровне научно-
технического прогресса цивилизация не может существовать без
использования нефти. Потребление нефтепродуктов постоянно растет. В
настоящее время доля нефти и нефтепродуктов в мировом балансе
энергетики составляет более 46% [91].
Для нефтяной промышленности Российской Федерации характерна
неблагоприятная геолого-технологическая структура запасов, что
обусловлено истощением месторождений. Наблюдается тенденция
повышения глубины добывающих скважин, перехода многих скважин в
разряд средне- и малодебитных. Количество таких скважин постоянно
возрастает. Это связано с переходом месторождений в завершающую стадию
разработки. Приходится использовать ранее законсервированные
малодебитные скважины. Происходит ввод в эксплуатацию месторождений с
низкопродуктивными пластами. Повышаются глубины вводимых в
эксплуатацию скважин на вновь открытых месторождениях. Все это
обусловлено постепенным повышением спроса на нефть со стороны мировой
экономики и уменьшением запасов на старых месторождениях.
Для повышения нефтедобычи необходимо вводить в строй
малодебитные скважины, повышать глубину вновь вводимых в строй. При
добыче нефти из малодебитных скважин их можно перевести в непрерывный
режим работы. Это позволит поднять эффективность добычи, что
подтверждено многочисленными исследованиями [20,59]. Соответственно,
главной задачей, стоящей перед нефтедобытчиками, является рациональное
использование истощенных месторождений. Это можно добиться
повышением глубины вновь вводимых скважин, и вовлечением в разработку
залежей с тяжело добываемой нефтью [3, 58]. В связи с этим все большее
значение приобретают вопросы, связанные с научным обоснованием
6
создания и эксплуатации нового нефтепромыслового оборудования.
Эффективность всего процесса эксплуатации нефтяных месторождений
зависит от надежности и эффективности добывающего оборудования, в том
числе не нужно забывать об экономической эффективности [51].
В современной практике нефтедобычи в России сформировались два
основных вида добычных насосных агрегатов: плунжерный насос станков-
качалок и центробежный погружной насосный агрегат [59]. Каждый
добычной агрегат имеет свои преимущества и недостатки. Центробежные
погружные насосы нецелесообразно эффективно использовать при дебите
более 40 куб.м. в сутки [18], поэтому наиболее эффективным вариантом для
низкодебитных скважин остается погружной плунжерный насос станка-
качалки [2].
Наличие колонны штанг в составе станка-качалки приводит к низкому
КПД, которое у насосного агрегата из-за трения оказывается в пределах 25-
47 процентов [41]. При этом возникает опасность обрыва колонны штанг,
так как с увеличением глубины добычи более 2000 метров их вес становится
критическим. Наличие переменных упругих деформаций колонны штанг не
позволяет полностью использовать рабочий ход плунжера в цилиндре. При
эксплуатации скважин штанговыми глубинными насосами происходит
эмульгирование нефти в насосно-компрессорных трубах за счет возвратно-
поступательного движения штанг [58].
Использование плунжерного насоса, сочлененного с цилиндрическим
линейным вентильным двигателем, позволяет снизить трение из-за
отсутствия колонны штанг и повысить общий КПД установки в целом, по
сравнению со станком-качалкой. Передача энергии к забою скважины в виде
электрической энергии по кабелю намного эффективнее, чем механическая
передача штангой. Учитывая, что в основу насосного агрегата положен
общеизвестный плунжерный насос, основное внимание при разработке
насосного агрегата было уделено проектированию и исследованию
цилиндрического линейного вентильного двигателя.
7
Актуальность темы.
В связи с необходимостью повышения эффективности добычи нефти,
используемые в настоящее время для мало- и среднедебитных, а также
глубоких скважин, погружные плунжерные насосы с колонной насосных
штанг, не удовлетворяют в полной мере запросам потребителей. В этой связи
возникла необходимость разработки эффективного линейного вентильного
электропривода для создания погружных плунжерных бесштанговых
электронасосных агрегатов.
Важной задачей является разработка рекомендаций по проектированию
цилиндрического линейного вентильного электродвигателя для глубоких и
малодебитных скважин, а также разработка инженерных методик расчета его
электромагнитных процессов.
Степень разработанности темы исследования
Диссертационная работа является продолжением исследований,
выполненным сотрудниками кафедры электротехники и электромеханики
Пермского Национального Исследовательского Политехнического
Университета (ПНИПУ) в области линейных вентильных машин и дополняет
их. На текущий момент единственным разработчиком таких двигателей в
мировой практике является Китайская Народная республика (КНР), но
информация об этих разработках не публикуется в открытой печати.
Объектом исследования является модуль цилиндрического линейного
вентильного электродвигателя, который используется в качестве погружного
электропривода плунжерного насоса для добычи нефти.
Целью настоящей диссертационной работы является разработка и
исследование модуля цилиндрического линейного вентильного
электродвигателя с постоянными магнитами (ЦЛВД), который
предполагается использовать в качестве электропривода погружного
плунжерного бесштангового электронасосного агрегата.
Для выполнения поставленной цели требуется решить следующие
задачи:
8
1. Обосновать рациональность использования цилиндрического
линейного вентильного электродвигателя в качестве электропривода
погружного плунжерного бесштангового электронасосного агрегата, в
зависимости от дебита и глубины скважины.
2. Сформулировать требования к цилиндрическому линейному
вентильному электродвигателю для мало-, среднедебитных и глубоких
скважин.
3. Разработать идеализированную расчетную модель электромагнитных
процессов для расчета ЦЛВД.
4. Разработать методику расчета электромагнитных процессов ЦЛВД.
5. Обосновать выбор элементов конструкции магнитной цепи индуктора
и вторичного элемента ЦЛВД.
6. Разработать рекомендации по выбору геометрических элементов
двигателя и параметров обмотки для получения максимальной удельной
тяги.
7. На базе выполненных исследований разработать и изготовить модуль
линейного вентильного электродвигателя, передать эскизный проект на
ПАО «Мотовилихинские заводы».
Методы исследования.
В работе используется теория электромагнитного поля и теория
нелинейных магнитных цепей, применяются методы теории электрических
цепей. Также применяются методы математического моделирования и
элементы функционального анализа. Поставленные задачи решены на базе
предложенной идеализированной модели ЦЛВД с использованием
двухмерного расчета электромагнитного поля методом конечных элементов.
Расчет поля проводился в пакетах ELCUT, ANSYS. Методы компьютерного
моделирования осуществлялись в математических пакетах MATHCAD,
MATLAB. Эксперименты осуществлены на образце модуля ЦЛВД,
разработанного на основании исследований автора.
9
Достоверность полученных результатов.
Обоснованность и достоверность научных положений и выводов,
содержащихся в диссертационной работе, обеспечена корректным
использованием математического аппарата, соответствием результатов
теоретического анализа и вычислительных экспериментов, успешным
использованием положений диссертации в ходе выполнения научно-
исследовательских работ, обсуждением положений и результатов работы с
зарубежными и российскими специалистами в ходе конференций и научных
мероприятий.
Теоретическая значимость работы:
Полученные научные результаты расширяют теоретическую базу в
области проектирования линейных вентильных электрических машин.
Полученные новые аналитические зависимости уточняют и совершенствуют
методику проектирования электрических машин этого класса. В результате
проведенных автором исследований раскрыты особенности применения
ЦЛВД в качестве привода ПБЭНА в деле добычи нефти для оценки
эффективности применения нового класса приводов. Разработана методика
расчета модуля ЦЛВД и получено математическое описание
электромагнитных процессов в двигателе, что позволяет упростить полевую
задачу. Раскрыты особенности методики выбора рациональной конструкции
магнитной цепи, элементов индуктора и вторичного элемента модуля ЦЛВД,
что позволяет в перспективе проводить оптимизацию конструкции двигателя.
Практическая ценность.
1. В результате проведенных автором исследований обосновано
применение ЦЛВД в качестве привода погружного плунжерного
электронасосного агрегата для нефтяных скважин.
2. Выбрана расчетная модель ЦЛВД и получено математическое
описание электромагнитных процессов в двигателе. Модель позволяет
10
произвести расчеты двигателя с малыми затратами времени и приемлемой
точностью.
3. Предложена методика расчета модуля ЦЛВД, основанная на
совместном применении теории нелинейных магнитных цепей и расчета
электромагнитного поля методом конечных элементов. Проверена точность
расчета по выбранной методике.
4. Разработаны рекомендации по рациональному выбору конструкции
магнитной цепи элементов индуктора и вторичного элемента модуля
линейного вентильного электродвигателя.
5. Разработанная математическая модель положена в основу расчета и
проектирования реального ЦЛВД. На базе расчетов ЦЛВД был
спроектирован и изготовлен погружной бесштанговый насосный агрегат
(ПБЭНА), который предполагается использовать для добычи нефти из
скважин.
Реализация работы.
Проведенные исследования являются частью научно-исследовательских
и проектных работ, которые проводятся в ФГБОУ ВПО «ПНИПУ» по заказу
ОАО «Мотовилихинские заводы» при финансовой поддержке Министерства
образования и науки РФ (договор № 02.G25.31.0068 от 23.05.2013 г. в составе
мероприятия по реализации постановления Правительства РФ № 218).
Результаты исследований реализованы при проектировании и расчетах
цилиндрического линейного вентильного электродвигателя в качестве
привода для погружного плунжерного бесштангового электронасосного
агрегата.
Научная новизна результатов исследований состоит в следующем:
Разработана идеализированная математическая модель
электромагнитных процессов ЦЛВД, которая учитывает вариацию
магнитного поля в двигателе по всем трем координатам.
11
Разработан алгоритм расчета электромагнитных процессов модуля
ЦЛВД. Алгоритм совмещает численное моделирование электромагнитного
поля на двухмерной полевой модели и геометрические размеры двигателя с
трехмерной вариацией поля.
В работе рассмотрены различные варианты магнитных систем.
Результаты анализа возможных конструкций элементов индуктора и
вторичного элемента модуля ЦЛВД использованы для получения
максимальной удельной величины тяги.
Разработана методика расчета эффекта тяжения модуля ЦЛВД при
асимметрии положения вторичного элемента относительно индуктора.
Проработка поставленных задач осуществлена на качественно новом
современном уровне, достигнуты цели диссертации и проведена выработка
новых научных методик.
На защиту выносятся следующие положения:
1. Идеализированная математическая модель электромагнитных
процессов ЦЛВД, которая учитывает распределение магнитного поля в
двигателе по всем трем координатам и позволяет преобразовывать
трехмерную модель к двухмерной. Модель может быть быстро рассчитана
методом конечных элементов, в ней учитывается влияние реакции якоря,
насыщение стали магнитопровода и МДС постоянных магнитов.
2. Алгоритм расчета электромагнитных процессов модуля ЦЛВД.
Алгоритм совмещает численное моделирование электромагнитного поля на
двухмерной полевой модели и геометрические размеры двигателя с
трехмерной вариацией поля.
3. Результаты анализа при рассмотрении возможных вариантов
конструкций элементов индуктора и вторичного элемента модуля линейного
вентильного электродвигателя, с целью увеличения удельной тяги.
4. Результаты экспериментальных исследований опытного макета
цилиндрического линейного вентильного двигателя.
12
5. Методика расчета эффекта тяжения модуля цилиндрического
линейного вентильного двигателя для определения сил трения вторичного
элемента об индуктор.
Апробация работы.
Основные результаты диссертационной работы докладывались,
обсуждались и были одобрены на следующих научных конференциях:
II Международная научно-техническая конференция
«Автоматизация в электроэнергетике и электротехнике». Пермь, ПНИПУ, 21-
22 апреля 2016 г.
I Международная научно-техническая конференция
«Автоматизация в электроэнергетике и электротехнике». Пермь, ПНИПУ, 24-
25 сентября 2015 г.
XIV Международная научно-техническая конференция
«Актуальные проблемы энергосберегающих электротехнологий».
Екатеринбург, УрФУ, 17-20 марта 2014 г.
На краевой научно-технической конференции
"Автоматизированные системы управления и информационные технологии".
Пермь. ПНИПУ, 22 мая 2013 г.
Публикации.
По результатам выполненных исследований опубликовано 14 работ,
восемь из которых входят в перечень ведущих рецензируемых научных
журналов и изданий рекомендованных ВАК.
Структура и объем работы.
Диссертация состоит из введения, 6 глав, заключения, списка
используемой литературы и 2 приложений общим объемом 139 страниц.
Основной текст изложен на 133 страницах машинописного текста,
иллюстрирован 43 рисунками, 14 таблицами. Библиографический список
включает 98 наименований.
13
Содержание работы.
Во введении обоснована актуальность темы диссертации, в нем
сформулирована цель и поставлены задачи исследования. Описывается
практическая ценность работы и ее новизна, утверждаются основные
положения, выносимые на защиту. Приведены сведения об основных
вопросах, рассмотренных в диссертации и публикациях.
В главе 1 производится обоснование применения цилиндрического
линейного вентильного двигателя в качестве привода погружного
плунжерного электронасосного агрегата для нефтяных скважин в
зависимости от глубины и режима работы. Описывается современное
состояние электропривода в составе нефтедобычных агрегатов.
В главе 2 описывается математическая модель электромагнитных
процессов в модуле линейного вентильного электродвигателя. Модель
совмещает численное моделирование электромагнитного поля на
двухмерной полевой модели и геометрические размеры ЦЛВД с трехмерной
вариацией поля. Описан алгоритм последовательности расчетов ЦЛВД.
В главе 3 подробно описывается алгоритм последовательности расчетов
ЦЛВД, состоящий из нескольких этапов. Производится расчет
характеристик модуля линейного вентильного электродвигателя.
Глава 4 рассматривает возможные конструкции элементов индуктора и
вторичного элемента модуля линейного вентильного электродвигателя.
Производится выбор наиболее рациональной конструкции ЦЛВД с точки
зрения получения максимального тягового усилия.
В главе 5 описываются испытания модуля ЦЛВД в статическом и
динамическом режимах. Представлено сопоставление экспериментальных
характеристик ЦЛВД с расчетными.
В главе 6 проведено исследование влияния тяжения между
индуктором и вторичным элементом на тяговое усилие ЦЛВД.
Рассматривается возможное изменение конструкции элементов модуля
линейного вентильного электродвигателя для уменьшения влияния эффекта
14
тяжения. Производится выбор наиболее рациональной конструкции ЦЛВД с
учетом необходимости ослабления данного эффекта.
В заключении приведены основные выводы по результатам работы.
В приложении 1 приведено описание нефтедобычного агрегат ПБЭНА, в
состав которого входит привод ЦЛВД, с составными частями. В приложении
2 приведены акты внедрения результатов работы.
15
1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ЭЛЕКТРОПРИВОДА В
СОСТАВЕ НЕФТЕДОБЫЧНЫХ АГРЕГАТОВ И ОБОСНОВАНИЕ
ПРЕИМУЩЕСТВ ЦЛВД
1.1. Электропривод в составе нефтедобычных агрегатов.
Добыча нефти происходит за счет создания насосным агрегатом
дополнительного давления, противодействующего силе тяжести столба
скважинной жидкости. Создание дополнительного давления выполняют
нефтедобычные агрегаты, представляющие из себя насосные установки с
электроприводом (ЭП). Главная задача электропривода – обеспечить
преобразование электрической энергии в механическую для работы насоса
нефтедобычного агрегата. Кроме того важная функция электропривода
состоит в регулировании процесса добычи пластовой жидкости, чтобы
обеспечить максимально возможный дебит скважины.
Приток жидкости в скважину зависит от разности давлений между
пластом, из которого добывается нефть, и давлением внутри скважины.
Давления в забое скважины определяется динамическим уровнем жидкости,
который может меняться. Приток нефти в скважину зависит от
динамического уровня жидкости и называется характеристикой скважины.
Каждая скважина имеет свою собственную характеристику, и с достаточной
для практики точностью, ее можно принять прямолинейной [9, 20]. Рис. 1.1
показывает накопление нефтяной жидкости в скважине, что приводит к
повышению динамического уровня, и в результате постепенно приток
жидкости в скважину значительно уменьшается. Для повышения уровня
добычи из скважины необходимо снижать динамический уровень.
Интенсивность добычи из скважины влияет на динамический уровень и
приток нефтяной жидкости. При длительном режиме работы необходимо
устанавливать производительность насосного агрегата меньше максимально
возможного дебита скважины.
16
Рис. 1.1 Примерный вид характеристики скважины
где hм – максимальный уровень жидкости в скважине, hн –
номинальный уровень жидкости в скважине, hк – уровень жидкости в
скважине с минимальным дебитом, Qк – минимальный дебит скважины, Qн –
максимальный дебит скважины.
Тогда динамический уровень установится выше уровня насосного
агрегата. При правильном подборе производительности добычи уровень
жидкости устанавливается таким, что обеспечивается хорошее наполнение
забоя скважины из пласта и достаточно большой дебит насоса (точка н на
рис. 1.1). Таким образом, если обеспечить режим согласования
производительности насоса с возможным дебитом скважины в непрерывном
режиме работы, то можно увеличить количество добываемой нефтяной
жидкости. Поэтому обеспечение непрерывного режима работы насосного
агрегата с регулируемым уровнем добычи является весьма актуальной
задачей. С этой целью все вновь проектируемые насосные агрегаты в
обязательном порядке должны разрабатываться с учетом этого требования.
Требуемая мощность электродвигателя определяется параметрами
насосного агрегата – объемной производительностью и величиной напора.
Напор – расстояние от динамического уровня нефтяной жидкости в забое
0 Qк Qн Q, м3/час
h, м
hм
hк
hн
к
н
17
скважины до уровня в закачиваемом резервуаре. Требования к мощности
электропривода насоса определяется двумя этими параметрами
эксплуатации, и максимальная добыча достигается при условии равенства
скоростей притока и откачки нефтяной жидкости в забое скважины [33].
Регулирование насоса по производительности можно осуществлять
различными способами:
1. Использовать насосный агрегат в режиме с периодической откачки
нефти. Это осуществляется отключением двигателя при снижении
динамического уровня жидкости ниже допустимого. Далее идет режим
накопления жидкости в забое скважины.
2. Использование насосного агрегата в непрерывном режиме работы с
регулированием частоты сети. Это возможно при включении в состав
насосного агрегата преобразователя частоты (ПЧ). Преобразователь частоты
позволяет решить вопрос согласования частоты и напряжения с требуемой
скоростью движения вторичного элемента. Следует между тем отметить, что
регулирование привода с помощью изменения частоты увеличивает
стоимость агрегата [10,32,60].
3. Также возможно регулирование частоты вращения привода за счет
изменения числа пар полюсов. Этот способ используется в станках-качалках,
при этом привод осуществляется от АД.
Самым распространенным видом механизированной добычи нефти
являются ШНУ (штанговая насосная установка), которыми оборудовано
свыше половины фонда эксплуатируемых нефтяных скважин [2,40,57]. Такие
установки называются станками-качалками, так как привод насосного
агрегата находится на устье скважины. Станок-качалка производит
перемещение плунжера насосного агрегата посредством длинной колонны
штанг с рабочим режимом 3-10 качаний в минуту. Станки качалки
обеспечивают высокий напор с ограниченным диапазоном подач от 5 до 50
куб.м/сут. В области добычи от 1 до 40 куб.м/сут станки-качалки имеют
высокий КПД, который достигает значения в 37%, при подаче, равной 35
18
куб.м/сут. Таким образом, станки-качалки хорошо приспособлены для
низко- и среднедебитных скважин.
Другим типом нефтедобывающих агрегатов являются установки
центробежных погружных насосов (УЦН) [26, 27]. Данный тип насосного
агрегата основан на вращении рабочего колеса с лопастями, создании
центробежной силы, и получения напора по высоте. Данными установками
оборудовано около 35% всего фонда скважин. Использование УЦН при
добыче менее 80 куб.м/сут. приводит к тому, что их КПД резко падает ниже
35%. УЦН невозможно эффективно использовать при дебите менее 40
куб.м/сутки, так как при меньших дебитах резко (в разы) падает их КПД [53].
Именно поэтому такие установки имеет смысл использовать только на
высокодебитных скважинах.
Из вышеизложенного, приходим к выводу: высокодебитные скважины
рационально эксплуатировать центробежными насосами. В случае же
средне- и малодебитных скважин, – насосами объемного типа, например
плунжерными [1, 3, 22].
Необходимо также в обязательном порядке рассмотреть особенности
эксплуатации малодебитных скважин. Малодебитными являются скважины,
дающие приток жидкости менее 5 – 10 т /сутки.
При эксплуатации малодебитной скважины невозможно организовать
непрерывный режим, так как нельзя уменьшить производительность
глубинного насоса ниже определенной величины. В настоящее время
малодебитные скважины вынуждены работать периодически. Основное
время насос отключен, в течение длительного времени скважина заполняется
пластовой жидкостью. Включение насоса происходит на несколько часов
после заполнения скважины, что приводит к откачке накопившейся
жидкости.
Достоинство периодического режима - возможность добычи нефти при
существующей системе электропривода без необходимости
переоборудования скважины [31, 41, 57].
19
В мировой практике нефтедобычи получили распространение
следующие виды электродвигателей:
1. Стандартные промышленные АД для станков-качалок (ШНУ).
2. Погружные АД для центробежных насосов (УЦН).
3. Погружные вентильные электродвигатели с редкоземельными
магнитами для центробежных насосов (УЦН).
Постепенно нефтяные месторождения истощаются. Результатом этого
становится рост эксплуатации парка средне- и малодебитных скважин с
помощью станков-качалок. При этом для обеспечения непрерывного режима
работы привод должен обеспечивать низкую частоту качаний. Существуют
и дополнительные требования к технологичности добычных агрегатов -
простота конструкции, высокая надёжность в эксплуатации и низкая
стоимость [12, 64].
В состав станков-качалок входит двухступенчатый редуктор Ц2НШ-
450-40. Вращение от двигателя к редуктору передаётся клиноремённой
передачей [80, 81]. При низкой частоте качаний малодебитные скважины
можно переводить в непрерывный режим работы. Это позволяет
существенно увеличить добычу нефти из этих скважин [20]. В результате
производительность насоса устанавливается близкой к максимальному
дебиту скважины, что позволяет добиться увеличения нефтяного дебита
скважины.
В погружных электроприводах УЦН для нефтедобычи используются
два типа приводов - асинхронный трехфазный маслонаполненный
электродвигатель (АД) с короткозамкнутым ротором и вентильный
трехфазный электродвигатель с постоянными магнитами на роторе [45, 62,
66].
Использование погружных исполнений АД осложнено относительно
низким КПД, из-за небольших диаметров скважин, что позволяет отнести
конструкцию электродвигателей по массогабаритным показателям к
микромашинам [13].
20
Для устранения этого недостатка погружных приводов на основе АД
постепенно осуществлялся переход к регулируемым вентильным приводам с
вытеснением из эксплуатации асинхронных [5,24]. Применение вентильных
электродвигателей с постоянными магнитами на роторе позволило повысить
удельные показатели привода в 3 раза по сравнению с АД [8]. При этом
важно отметить, что увеличивается именно показатель момента (усилия)
электродвигателя. Повышение характеристик электродвигателей произошло
за счет возбуждения мощного магнитного поля на роторе от редкоземельных
магнитов. Это позволило улучшить удельные характеристики двигателей [96,
97].
В УЦН с приводом от АД номинальная частота вращения серийного
насоса около 2910 об/мин, что обусловлено частотой вращения магнитного
поля 2-х полюсного ПЭД. Данная частота вращения не является оптимальной
для всех условий эксплуатации по дебиту скважины. Регулируемый же
привод на основе ВД позволяет регулировать частоту вращения насоса и
обеспечивает более эффективную работу УЦН, позволяет добывать
нефтяную жидкость с высокими дебитами и в непрерывном режиме из
скважин с низким пластовым давлением [98].
Получение высоких удельных энергетических показателей привода
стало возможно при применении в ВД новых магнитотвердых материалов на
основе редкоземельных материалов, обладающих высоким значением
удельной энергии [56].
1.2. Обоснование преимуществ применения ЦЛВД в качестве
привода плунжерных нефтедобычных агрегатов
В связи с тенденцией увеличения глубин скважин на нефтяных
промыслах России и уменьшением дебита эксплуатируемых
месторождений, существующие виды добычных агрегатов не в полной мере
соответствуют требованиям современных нефтяных промыслов.
21
В связи с истощением существующих нефтяных месторождений
происходит рост парка средне- и малодебитных скважин. Эксплуатация
таких скважин имеет свои особенности, что влечет дополнительные
требования к приводу. Для обеспечения непрерывного режима работы
привод должен обеспечивать низкую частоту качаний, характеризоваться
простотой конструкции, высокой надёжностью и низкой стоимостью [12,20].
Несмотря на значительный прогресс в совершенствовании ШНУ они в
недостаточной мере отвечают современным требованиям эксплуатации
скважины. Это связано с особенностями их конструкции в передаче к
насосу усилия с помощью промежуточных механических звеньев (станок-
качалка и колонна штанг). При этом недостатками являются:
1. деформация колонны штанг при ходе вверх и вниз и потеря
длины плунжера насоса;
2. коррозиционно-усталостное разрушение колонны штанг,
особенно в наклонно направленных скважинах;
3. ограниченность глубины добычи нефти до (1800-2000) метров из-
за обрыва штанг;
4. механическое истирание колонны штанг и НКТ;
5. ограниченные регулировочные свойства станков-качалок;
6. большая металлоемкость всей конструкции станка-качалки.
Указанных выше недостатков лишен рассматриваемый в диссертации
погружной бесштанговый насосный агрегат (ПБЭНА), представленный на
рис.1.2, который состоит из цилиндрического линейного вентильного
двигателя (ЦЛВД), сочлененного с плунжерным насосом специальной
конструкции. ЦЛВД получает питание с помощью плоского армированного
кабеля от преобразователя частоты, расположенного на поверхности земли
рядом с устьем скважины. ЦЛВД в скважине создает возвратно-
поступательное движение при управлении от ПЧ с помощью
микропроцессорной системы, которая обеспечивает необходимое число
качаний и длину хода плунжера.
22
Рис.1.2 Основные конструктивные элементы ПБЭНА
23
Исключение промежуточных звеньев привода (колонны штанг и
станка-качалки) и приближение двигателя к насосу обеспечивает ПБЭНА ряд
существенных преимуществ:
- снижается металлоемкость конструкции;
- уменьшаются затраты на подземные ремонты;
- исключаются затраты на строительные и монтажные работы,
вследствие отсутствия станков, фундаментов, штанговых колонн;
- уменьшается эмульгирование нефти в насосно-компрессорных трубах;
- не имеет жестких ограничений по глубине спуска плунжерного насоса
в скважину, которая может достигать 3000 метров и более.
Разрабатываемый привод погружного плунжерного насоса специальной
конструкции является альтернативным вариантом, позволяющим устранить
многие недостатки существующих станков-качалок [72, 88]. Таким образом,
одним из новых путей совершенствования нефтедобывающего оборудования
является создание бесштанговой установки с погружным линейным
вентильным двигателем возвратно-поступательного движения.
Выбор такой конструкции ПБЭНА связан с тем фактом, что
единственным эффективным вариантом для низко- и среднедебитных
скважин остается погружной плунжерный насос станка-качалки [3]. Но при
этом необходимо учитывать, что с увеличением глубины добычи
увеличиваются потери на трение между колонной штанг и НКТ. Глубины
эффективного использования станков-качалок ограничены в 2000 метров,
так как при добыче на большей глубине происходит обрыв колонны штанг
под действием собственного веса. Наличие колонны штанг в составе станка-
качалки приводит к низкому КПД, которое у насосного агрегата из-за трения
оказывается в пределах 25-47 процентов [40].
Соответственно, в качестве альтернативы, представляется более
конкурентоспособным использование насосного агрегата, основанного на
зарекомендовавшем себя надежностью и характеристиками плунжерном
насосе, в связке с погружным цилиндрическим линейным вентильным
24
электродвигателем возвратно-поступательного движения. Использование
плунжерного насоса, сочлененного с цилиндрическим линейным вентильным
двигателем, позволяет снизить трение из-за отсутствия колонны штанг,
использовать насосную установку в криволинейных скважинах, повысить
общий КПД установки в целом, по сравнению со станком-качалкой.
Основным недостатком ЦЛВД в составе ПБЭНА является пониженный
КПД в 0,55-0.65, что обусловлено необходимостью питания двигателя
частотой ПЧ в 5-7 Гц, для нормального обеспечения работы привода, в связи
с требованием низкой скорости хода плунжера насоса. Дальнейшее
понижение частоты питающей сети от ПЧ ниже 5-7 Гц, для уменьшения
количества ходов при добыче нефти и регулирования дебита, нерационально
из-за дальнейшего снижения энергетического КПД ЦЛВД [76].
Особенностью проектируемого насосного агрегата ПБЭНА на основе
ЦЛВД является возможность работы с максимальной скоростью движения
плунжера вверх и вниз, т.е при максимальном КПД. При этом число двойных
ходов регулируется исключительно за счет паузы в работе двигателя. Такой
режим можно считать краткосрочно-периодическим. Высокий КПД связан с
тем, что активные потери в двигателе не изменяются в зависимости от
частоты ПЧ и скорости движения вторичного элемента, а вот полезная
мощность пропорционально зависит от скорости движения штока и
соответственно частоты ПЧ. Такой режим позволяет поддерживать
максимально высокий КПД добычного агрегата при любом дебите. При
краткосрочно-периодическом режиме даже после одного хода возвратно-
поступательного движения может быть длительный период остановки ЦЛВД.
Краткосрочно-периодическое включение ЦЛВД на один цикл хода штока
плунжера с регулируемой паузой очень близко, по влиянию на пласт, к
непрерывному режиму добычи за счет уменьшения перекачиваемого объема
нефти в одном цикле. Практически происходит частотно-импульсное
регулирование величины дебита. Учитывая малое количество
перекачиваемой нефти за один ход плунжера можно представить такую
25
работу привода как непрерывный режим работы с малым регулируемым
дебитом.
Рис.1.3 КПД передачи энергии до забоя скважины для различных
вариантов исполнения привода, в зависимости от глубины: а – по кабелю к
ЦЛВД, b – штангой станка – качалки
При работе насосного агрегата на основе ЦЛВД необходимо учитывать,
что передача энергии к забою скважины в виде электрической энергии по
кабелю намного эффективнее, чем механическая передача штангой (рис.1.3)
[1, 2, 18, 22]. По наклону характеристик КПД видно, что при передаче
энергии механической штангой (рис.1.3.b) в забой скважины, потери
увеличиваются быстрее, чем при передаче электрической энергии по кабелю
(рис. 1.3.a), при увеличении глубины [31, 40, 41, 58]. Потери при передаче
энергии штангой взяты из практики эксплуатации станков-качалок, а потери
в кабеле из эксплуатации погружных центробежных насосов.
26
Таким образом, можно сделать вывод, что при больших глубинах добычи,
штанги становятся мало пригодны и ПБЭНА получает преимущество
[25,72].
Потери энергии ЦЛВД происходят непосредственно в забое скважины,
что вызывает дополнительный нагрев пластовой жидкости и в результате
уменьшается отложение парафина на стенках НКТ. Это дает дополнительное
преимущество нефтяному агрегату с ЦЛВД на ряде месторождений, где
происходит добыча вязкой нефти, нефти имеющей высокое содержание
парафинов, так как не требуется установка дополнительных электрических
нагревателей в забой. Именно в таком случае погружной скважинный насос с
ЦЛВД наиболее эффективен [44, 89].
При анализе преимуществ нового привода необходимо учитывать, что
оценка только по энергетическим параметрам на основе КПД не является
полной, так как в процессе эксплуатации добычного агрегата с ЦЛВД не
учитываются затраты на отсутствующие штанги и создание бетонного
основания под станком-качалкой. Затраты на штанги и бетонное основание
присутствуют в обычных станках-качалках, что дает дополнительное
преимущество ПБЭНА.
1.3. Требования к модулю линейного вентильного электродвигателя
для нефтедобычного агрегата
В состав ПБЭНА входит плунжерный насос, характеристики которого
определяют основные требования к электроприводу. В зависимости от
режима эксплуатации скважин к электродвигателям возвратно-
поступательного движения плунжерного насоса и системе управления
предъявляют следующие требования:
1. Плавность движения плунжера. При подъеме нефти движение
должно быть плавным, без скачков. Скорость плунжера должна плавно
уменьшаться в конце хода.
27
2. Подачи насоса и ход плунжера должны меняться, в зависимости
от депрессии на пласт.
3. Регулирование производительности плунжерного насоса
осуществляется изменением числа двойных ходов, и задается частотой
ПЧ. В другом варианте регулирования возможно изменение величины
паузы в работе двойных ходов агрегата.
4. Регулирование частоты и длины хода плунжера двигателя
должно производиться раздельно и независимо.
5. Обратный ход поршня является не рабочим, и может быть
осуществлен за счет уменьшения рабочего тока ЦЛВД.
6. Усилие одного метра длины ЦЛВД должно быть не менее 4 кН,
что обеспечивает добычу нефти на глубине 3000 м при использовании 8
модулей.
Разрабатываемый электрический погружной линейный вентильный
привод предназначен для использования в составе погружного
бесштангового электронасосного агрегата возвратно-поступательного
действия для откачки пластовой жидкости из нефтяных скважин. На
основании известных параметров ШНУ и УЦН были разработаны требования
к ПБЭНА и входящему в его состав ЦЛВД. Приложение 1.
Основным элементом привода является ЦЛВД, состоящий из трех
основных частей, показанных на рис. 1.4:
1. корпус;
2. цилиндрический индуктор с трехфазной обмоткой;
3. вторичный элемент с постоянными магнитами, совершающий
возвратно-поступательное движение.
ЦЛВД работает следующим образом: индуктор создает возвратно-
поступательные движения штока под управлением ПЧ, который находится на
земной поверхности. Питание от ПЧ передается по длинному армированному
28
кабелю. Движение штока прикладывается к плунжерному насосу,
прокачивающему нефть в НКТ.
Рис. 1.3.1.1 Разрез модуля ЦЛВД с осевыми магнитами.
Условные обозначения на Рис.1. 3.1.1
Рис.1.4 Эскизный фрагмент модуля ЦЛВД
ЦЛВД состоит из 8 отдельных модулей, длиной 1 м, эскизный фрагмент
модуля показан на рис.1.4., обозначенные размеры приведены в таблице 1.1.
Обозначения на рисунке 1.4:
D1 – диаметр (внешний) трубы, корпуса двигателя;
Δт – толщина стенки трубы;
τ – полюсное деление;
tz – зубцовое деление индуктора;
βз – ширина зубца;
βп – толщина стенки трубы;
29
h – высота паза;
β1 – величина открытия паза;
βк – высота коронки зубца;
hя1 – высота ярма индуктора;
δ – воздушный зазор;
D2 – диаметр цилиндрического вторичного элемента;
dшm – диаметр немагнитного штока;
е2 – длина полюса вторичного элемента в воздушном зазоре;
е3 – длина полюса вторичного элемента в месте посадки на шток;
hн1 – первая высота немагнитной вставки между полюсами;
hн2 – вторая высота немагнитной вставки между полюсами;
βн1 – первая ширина немагнитной вставки;
βн2 – вторая ширина немагнитной вставки;
N-S – магниты с осевым намагничиванием;
β2 – ширина паза вторичного элемента;
dп – диаметр паза вторичного элемента;
Dм – диаметр магнита (внешний);
hм – ширина магнита;
dм – диаметр магнита внутренний.
30
Таблица 1.1– Обозначенные размеры фрагмента эскизного модуля на
рисунке 1.4 в мм
1.6. Выводы по главе 1
1. Условия работы и требования, предъявляемые к вновь проектируемым
насосам скважинных установок, обуславливают применение новых
конструктивных решений.
2. Одним из требований, определяющим рациональность и
эффективность применения новых добычных агрегатов того или иного
исполнения является КПД [69].
3. Потери энергии в ЦЛВД разогревают забой скважины, что позволяет
вовлечь в разработку запасы вязких нефтей России, имеющих высокое
содержание парафинов, объемы и интенсивность разработки месторождений
которых в настоящее время недостаточны.
4. Исключение промежуточных звеньев привода для ПБЭНА (колонны
штанг и станка-качалки) и приближение двигателя к насосу позволяет
снизить металлоемкость и затраты на строительные и монтажные работы
[72]. Кроме того, в проектируемом приводе нет жестких ограничений по
Размер, мм Размер, мм Размер, мм
D1 118 Δт 4 τ 30
tz 10 βз 3 βп 7
h 19 β1 3 βк 3
hя1 4 δ 1,5 D2 55
dшm 21 е2 20 е3 18
hн1 3 hн2 2 βн1 10
βн2 5 β2 12 dп 45
Dм 43 hм 10 dм 22
31
глубине спуска плунжерного насоса в скважину, которая может достигать
3000 метров и более.
5. Особенностью проектируемого насосного агрегата ПБЭНА на основе
ЦЛВД является возможность работы в краткосрочно-периодическом режиме
с повышенной скоростью движения вторичного элемента. Такой режим
позволяет получить высокий КПД установки при различном числе двойных
ходов плунжера насоса за счет частотно-импульсного регулирования
добычи, что рационально в связи с необходимостью поддержания высокого
энергетического КПД [89].
32
2. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ
ПРОЦЕССОВ В МОДУЛЕ ЦЛВД
2.1. Обоснование предложенного метода расчета
При проектировании цилиндрического линейного вентильного
двигателя особое внимание было уделено увеличению удельного усилия,
действующего на вторичный элемент. Для этого проводился расчетный
поиск рациональной конструкции индуктора и вторичного элемента,
создающей максимальное тяговое усилие [47]. В результате были проведены
многовариантные расчеты множества точек статических угловых
характеристик различных конструкций и выбрана наиболее рациональная
конструкция ЦЛВД [43].
Для такого большого количества расчетов очень важно выбрать метод,
удовлетворяющий по точности и быстроте [36, 37, 38, 39, 91]. На данном
уровне технического прогресса электромагнитные расчеты предпочитают
осуществлять численными методами на ЭВМ с использованием
программных комплексов – ELCUT, ANSYS и т.д. [23, 93].
В программных комплексах реализован принцип визуального
программирования. Пользователю программного комплекса не требуется
записывать системы уравнений и программировать методы их решения для
получения решений задачи. В графическом редакторе строят
геометрическую модель рассчитываемого устройства, задают свойства и
параметры решаемой задачи, получают интегральные значения искомых
величин. При визуальном программировании значительно сокращаются
затраты времени на решение полевых задач, а результаты расчетов являются
достаточно точными и наглядными [16, 35, 82, 84].
Эта методика использует современные представления о расчете
электромагнитного поля с помощью основных уравнений электродинамики,
записанных в дифференциальной форме. При этом расчетная модель
33
двигателя разбивается на определенное число элементов и на базе уравнений
Пуассона и Лапласа с использованием необходимых граничных условий
производится расчет электромагнитного поля методом конечно-разностных
элементов [6, 7, 74].
Методика позволяет рассчитать электромагнитное поле в каждой точке
расчетной модели двигателя, учесть насыщение магнитной системы, а затем
определить рабочие характеристики машины с достаточной точностью.
Рис. 2.1 Сечение ЦЛВД с трехмерным радиально-аксиальным
распределением электромагнитного поля
При использовании численных методов применительно к ЦЛВД
возникает проблема трехмерности распределения электромагнитного поля по
геометрии машины [19, 63]. В результате для расчета приходится строить
34
трехмерную сетку конечно-разностных элементов, что на несколько
порядков снижает скорость машинного расчета.
Топология распределения магнитного поля ЦЛВД является трехмерной
и значительно отличается от распределения поля обычных двигателей
вращательного движения. Магнитное поле ЦЛВД является радиально-
аксиальным (рис. 2.1) и распределено по всем трем пространственным
координатам.
Поле двигателя вращательного движения полагается двухмерным,
распределенным в поперечном сечении машины и однородным вдоль ее оси
вращения (рис. 2.2).
Рис. 2.2 Сектор двигателя вращательного движения с двухмерным
распределением электромагнитного поля
Теоретически ЦЛВД можно рассчитать в трехмерной модели
численными методами и найти распределение магнитного поля во всех
частях машины. Нахождение численных решений для радиально-аксиального
поля ЦЛВД связано с чрезмерно большим объемом вычислений. Расчет
35
трехмерной модели радиально-аксиального поля составляет несколько
десятков часов машинного времени ЭВМ всего для одной точки на
статической угловой характеристике, что неприемлемо для
многовариантного расчета.
Приближенное решение поля ЦЛВД, с вполне достаточной инженерной
точностью, может быть найдено путем сведения трехмерной задачи к
двухмерной. Задача считается двухмерной, если нет изменения поля по
третьей координате, т. е. поле по этой координате однородно. В результате
если свести трехмерную задачу к двухмерной, то можно значительно
сократить трудоемкость вычислений [86, 87].
При численных методах двухмерная задача решается на ЭВМ в течение
нескольких минут, что является приемлемым для многовариантного расчета
характеристик [42, 46, 70].
Цилиндрический линейный вентильный двигатель с постоянными
магнитами принципиально отличается от обычных электрических машин
лишь тем, что магнитное поле перемещается по прямой, т.е. по направлению
оси вторичного элемента. Но принцип действия, основанный на движении
электромагнитного поля и создании электромагнитных сил, сохраняется и
соответствует принципу действия обычного синхронного двигателя (СД) [75,
76, 94].
Особенностью вентильного двигателя (ВД) является использование
преобразователя частоты – коммутатора (ПЧ), работающего согласованно с
датчиком положения ротора (ДПР). При таком сочетании СД с
преобразователем частоты и датчиком положения электрическую машину
можно называть бесконтактный двигатель постоянного тока или вентильный
двигатель [54, 65].
Таким образом, основой для расчета характеристик цилиндрического
линейного вентильного двигателя является теория синхронных машин [50,
73].
36
Для быстрого расчета ЦЛВД требуется привести трехмерную
геометрическую модель к двухмерной. Для этого необходимо сделать анализ
возможности геометрического преобразования трехмерной модели двигателя
к двухмерной.
Анализ магнитных полей ЦЛВД (рис. 2.1) и двигателя вращательного
движения (рис. 2.2) производился по плоскости (YZ) воздушного зазора с
учетом разбиения двигателей на отдельные геометрические участки. Если
проанализировать положение отдельных геометрических участков
двигателей относительно плоскости воздушного зазора, то можно сделать
определенные выводы.
Магнитное поле отдельных участков ЦЛВД является радиально-
аксиальным и распределено по всем трем пространственным координатам:
- Участки магнитопровода ЦЛВД с направлением силовых линий
электромагнитного поля по оси Х можно называть радиальными. Это связано
с тем, что поле этих участков идет по радиусу, при этом по оси Y поле
участков однородно.
- Участки магнитопровода ЦЛВД с направлением силовых линий
электромагнитного поля по оси Z можно называть аксиальными. Это связано
с тем, что магнитный поток этих участков направлен вдоль оси движения
вторичного элемента.
Поле двигателя вращательного движения полагается двухмерным,
распределенным в поперечном сечении машины по осям Х, Z и однородным
вдоль оси вращения машины Y.
Сравнение показало, что магнитное поле обеих двигателей относительно
плоскости воздушного зазора вдоль оси движения (Z) является
распределенным, а поперек оси движения (Y) однородным. Анализ полей
позволил сделать заключение о возможности преобразования трехмерной
геометрической модели к двухмерной относительно плоскости воздушного
зазора (YZ). Для этого необходимо преобразовать геометрию ЦЛВД в
геометрию двигателя вращательного движения относительно воздушного
37
зазора. Равенство площадей и линейных размеров рабочей поверхности в
воздушном зазоре моделей гарантирует эквивалентность сил между
индуктором и вторичным элементом при преобразовании геометрии.
Преобразование моделей осуществляется деформацией плоскости
воздушного зазора по двум перпендикулярным осям. По оси Y моделей
круговой воздушный зазор ЦЛВД распрямляется в линию оси двигателя
вращательного движения. По оси Z моделей линейный воздушный зазор
ЦЛВД сворачивается в круговой воздушный зазор двигателя вращательного
движения (рис. 2.3).
Рис. 2.3 Преобразование геометрии ЦЛВД с трехмерным радиально-
аксиальным распределением поля (а) к сектору двигателя вращательного
движения с двухмерным распределением электромагнитного поля (в)
38
2.2. Идеализированная модель электромагнитных процессов с
приведением трехмерного распределения поля к двухмерному
Математическое описание преобразования геометрии
Для преобразования геометрии используем закон Ома для магнитной
цепи. В пределах каждого участка геометрического преобразования
магнитная цепь должна быть однородной. При использовании этого условия
все характеристики участков магнитных цепей в обеих моделях будут
одинаковы. Математически это выражается в равенстве магнитных
сопротивлений каждого участка трехмерной геометрической модели ЦЛВД
(𝑅м) и двухмерной расчетной модели (𝑅м′)
𝑅м = 𝑅м′ , (2.1)
Уравнение (2.1) преобразуем через геометрические размеры участков
моделей
𝜄𝑛𝜇′𝜇𝑆𝑛
= 𝜄𝑛′
𝜇′𝜇𝑆𝑛′ , (2.2)
где 𝜄𝑛 и 𝜄𝑛′ – длины средней силовой линии участков трехмерной и
двухмерной модели; 𝜇′, 𝜇 – абсолютная и относительная магнитная
проницаемость; 𝑆𝑛 и 𝑆𝑛′ – площади сечения участков трехмерной и
двухмерной модели.
Учитывая, что магнитные свойства материалов в обеих геометрических
моделях одинаковы, уравнение 2.2 приобретает вид
𝜄𝑛𝑆𝑛
= 𝜄𝑛′
𝑆𝑛′ , (2.3)
Площади сечения каждого участка моделей зависят от линейных
размеров. Так как в обеих геометрических моделях площади сечения
представляют собой прямоугольные профили, то выражаем площади через
геометрические линейные размеры для каждого участка моделей
𝜄𝑛𝐿1𝑛 𝐿2𝑛
= 𝜄𝑛′
𝐿10′ 𝐿2𝑛′ , (2.4)
39
где 𝐿1𝑛, 𝐿2𝑛– линейные размеры трехмерной модели; 𝐿10′ – глубина
двухмерной модели; 𝐿2𝑛′ – линейные размеры сечений участков двухмерной
модели.
Анализ моделей позволил сделать вывод, что при радиальном
направлении поля не меняются длины силовых линий, т.е. (𝜄𝑛= 𝜄𝑛′), в
результате этого уравнение (2.4) приобретает вид
𝐿1𝑛 𝐿2𝑛 = 𝐿10′ 𝐿2𝑛′ , (2.5)
Уравнение (2.5) геометрически эквивалентно общеизвестному
конформному преобразованию [17]. Таким образом, конформное
преобразование – частный случай расчета, когда длина силовых линий не
меняется.
Полученные уравнения (2.4 и 2.5) позволяют провести преобразование
трехмерной геометрической модели ЦЛВД к круговой двухмерной.
Геометрические модели состоят из многократно повторяющихся
отдельных элементов индуктора и вторичного элемента, поэтому необходимо
преобразовать каждый уникальный элемент только один раз. Вначале
производят преобразование элементов индуктора, а потом вторичного
элемента. Это связано с тем, что индуктор расчетной модели состоит из
одинаковых зубцовых делений, по которым можно найти радиус
преобразованного эквивалентного двухмерного двигателя.
Для рабочей поверхности индуктора необходимо выполнить условие
𝐿10 = 𝐿10′ , 𝐿20 = 𝐿20′, т. е. равенство линейных размеров поверхностей
воздушного зазора в обеих моделях для получения полной адекватности двух
вариантов. Для начала расчета произведем преобразование одного зубцового
деления индуктора, а далее произведем преобразование геометрии
вторичного элемента. При преобразовании учтем, что в трехмерной модели
возможно радиальное и аксиальное направление поля различных
геометрических участков.
40
Преобразования геометрии для участков ЦЛВД с радиальным
направлением линий магнитного поля
Для участков с радиальным направлением поля (по оси X) длина
средней силовой линии не меняется при преобразовании трехмерной модели
к двухмерной (𝜄𝑛= 𝜄𝑛′). Таким образом, учитывая (2.5), можно рассчитать
линейные размеры 𝐿1′ и 𝐿2𝑛′ двухмерной геометрической модели.
При преобразовании происходит изменение линейных размеров
неизменной площади сечения. Трехмерная модель сжимается по длинам
окружностей 𝐿1𝑛 до равенства их рабочей длине окружности индуктора
𝐿10 = 𝐿10′ . Линейный размер магнитопровода ( 𝐿2𝑛
′ ) в направлении
движения вторичного элемента (Z) будет наоборот расширяться в
двухмерной модели по сравнению с трехмерной (рис. 2.4) .
Рис.2.4 Преобразование размеров участка ЦЛВД с радиальным
распределением поля трехмерной модели (а) в двухмерную с глубиной 𝐿1′ (в)
41
Зная условие неизменности линейного размера 𝐿10′ = 𝐿10 , рассчитываем
на основании (2.5) линейные размеры 𝐿2𝑛′ для всех радиальных
геометрических участков двухмерной модели
𝐿2𝑛′ = 𝐿1𝑛 𝐿2𝑛
𝐿10 , (2.6)
Линейные размеры окружностей индуктора (𝐿1𝑛) трехмерной модели
находят через радиусы зубцового деления (𝑅𝑛)
𝐿1𝑛= 2π𝑅𝑛 , (2.7)
Геометрические размеры паза зубцового деления является неизменными
при преобразовании, рассчитываем угол φ′ (рис.2.4.в) по известным ( 𝜄𝑛= 𝜄𝑛′ )
и найденным (𝐿2𝑛′ ) размерам
φ′ = 360 𝛥𝐿2𝑛
′
2𝜋𝜄𝑛′ , (2.8)
где 𝛥𝐿2𝑛′ – изменение ширины зуба на длине 𝜄𝑛
′ двухмерной модели;
Учитывая, что угол окружности равен 360 градусов и паре полюсов
соответствует 6 углов φ′, находим количество пар полюсов ( 𝑝𝑚) двухмерной
модели
𝑝𝑚 = 360
6φ ′ , (2. 9)
Полученное значение 𝑝𝑚 не будет целым, поэтому округляем его до
ближайшего большего. Далее по (2.9), решая обратную задачу, находим
скорректированный угол φ′. В результате коррекции угла φ′ изменяем
геометрию паза зубцового деления на трапецию.
По известным 𝑝𝑚 и φ′ находим радиус статора ( 𝑅′ ) двухмерной
модели
𝑅′ = 360 𝑡𝑧
′
2𝜋 φ′ , (2.10)
где 𝑡𝑧 = 𝑡𝑧′ ; 𝑡𝑧, 𝑡𝑧
′ - размеры зубцовых делений трехмерной и
двухмерной моделей.
42
Преобразования геометрии для участков ЦЛВД с аксиальным
направлением линий магнитного поля
Участки с аксиальным направлением поля (по оси Z) трехмерной модели
изменяются по длине средней силовой линии при преобразовании к
двухмерной. При этом эти участки имеют одинаковые площади сечения с
обеих сторон. Изменение длины средней силовой линии ( 𝜄𝑛′ ) в секторе
происходит из-за наличия взаимосвязи угла φ′ двухмерной модели и
радиуса 𝑅𝑛′. По известным значениям φ′ и 𝑅𝑛′ находим ( 𝜄𝑛′ )
𝜄𝑛′ = 2𝜋 𝑅𝑛′φ′
360 , (2.11)
Рис.2.5 Преобразование размеров участка ЦЛВД с аксиальным
распределением поля трехмерной модели (а) в двухмерную с глубиной 𝐿1′ (в)
Преобразование к двухмерной модели аксиального поля производится с
учетом (2.4). При преобразовании происходит изменение линейных
размеров неизменной площади сечения. Трехмерный ЦЛВД сжимается по
43
длинам окружностей 𝐿1𝑛 до равенства их рабочей длине окружности статора
𝐿10 = 𝐿10′ круговой модели.
Линейный размер зубцового деления магнитопровода (𝐿2𝑛′ )
увеличивается в двухмерной модели, по сравнению с трехмерной (рис. 2.5).
Линейные размеры окружностей индуктора (𝐿1𝑛) трехмерной модели
находят по (2.7) через радиусы зубцового деления (𝑅𝑛).
Силовая линия от аксиального направления поля (𝜄𝑛′) идет по дуге
окружности (рис. 2.5.в.). Зная условие неизменности линейного размера 𝐿1′,
рассчитываем линейные размеры 𝐿2𝑛′, используя (2.4). При этом необходимо
учитывать значения длин силовых линии (𝜄𝑛′), полученных ранее (2.11), и
взятых с трехмерной модели (𝜄𝑛)
𝐿2𝑛′ = 𝐿1𝑛 𝜄𝑛′ 𝐿2𝑛
𝐿10 𝜄𝑛 , (2.12)
Соединение участков двухмерной геометрической модели
Участки с изменением направления поля от радиального к аксиальному
не преобразуются. Они «сшиваются» по точкам рассчитанных участков
двухмерной модели. Полная геометрия преобразования зубцового деления,
от трехмерной к двухмерной, с учетом радиального и аксиального
направления поля, представлена на рисунке 2.6.--------------------------------------
----- После расчета зубцового деления индуктора находятся размеры
элементов вторичного элемента по приведенным выше формулам, c учетом
найденного угла φ′. В результате получается сектор пары полюсов полной
двухмерной эквивалентной модели (рис. 2.7).
Преобразование размеров геометрической трехмерной модели ЦЛВД к
двухмерной можно автоматизировать с помощью заданных уравнений в
программном пакете MathCAD. Это позволяет получать размеры расчетной
двухмерной геометрической модели с малыми затратами времени.
44
Рис.2.6 Преобразование размеров разрезанного по радиусу зубцового
деления индуктора с радиально-аксиальным полем (а) в двухмерное зубцовое
деление с глубиной 𝐿10′ = 𝐿10 (в)
45
Рис.2.7 Сектор рассчитанной двухмерной эквивалентной модели ЦЛВД
глубиной 𝐿1′ (ось Y)
2.3. Алгоритм расчета ЦЛВД методом конечных элементов на основе
идеализированной математической модели.
Расчет полевой задачи ЦЛВД происходит с использованием совместного
применения двух методов, используемых последовательно в два основных
этапа:
- на первом этапе производят расчет на основе идеализированной
расчетной модели. Геометрическое трехмерное распределение
электромагнитного поля ЦЛВД приводят к двухмерному.
46
- на втором этапе расчета, на основании двухмерной эквивалентной
модели ЦЛВД, производят решение методом конечно-разностных элементов.
Алгоритм расчета ЦЛВД с помощью предложенного метода представлен
на рис. 2.8.
Рис. 2.8 Алгоритм расчета ЦЛВД
Таким образом, расчет сводится к последовательности решений.
Сначала производят геометрическое преобразование трехмерной модели
ЦЛВД к двухмерной с использованием выведенных формул.
47
После получения расчетной двухмерной модели в результате
геометрических преобразований, создается чертеж объекта, с учетом
полученных эквивалентных размеров, в программном продукте AutoCAD.
Расчет полевой задачи магнитного поля двигателя производится методом
конечных элементов с помощью программного комплекса ELCUT или
ANSYS. В программный комплекс импортируется полученный в AutoCAD
двухмерный чертеж и указывается глубина модели (𝐿1′). Для стали вводится
в виде таблицы кривая намагничивания, аналогично для магнитов
используется таблица кривой размагничивания магнитотвердого материала.
Производится задание нагрузок. Вводятся граничные условия. Программа
ELCUT производит построение сетки конечных элементов, и в конечном
итоге выполняет решение задачи.
Далее производят обработку результатов решения полевой задачи. В
результате расчета программой ELCUT интегральных значений момента
двухмерной модели при различных эквивалентных фазовых углах θ
рассчитываются соответствующие им силы на штоке двигателя в
соответствии с уравнением
F = Мвр
𝑅′ , (2.13)
где F – усилие на штоке двигателя; Мвр – расчетный момент
двухмерной модели; 𝑅′ – радиус рабочей поверхности статора двухмерной
модели на рис.2.7.
Уравнение справедливо для длины ЦЛВД, равной количеству пар
полюсов (p) расчетной двухмерной модели. Пропорционально изменению
пар полюсов ЦЛВД изменяется и сила на штоке двигателя.
В дальнейшем на основе полученных результатов решения полевой
задачи и полученных усилий на вторичном элементе производят расчет
электрических характеристик ЦЛВД.
48
В результате расчет состоит из четырех основных этапов в соответствии
с алгоритмом на рис. 2.8.
На первом этапе производится преобразование трехмерной геометрии
ЦЛВД к круговой двухмерной модели.
Преобразование геометрии сводится к двум последовательным шагам:
1. Преобразование геометрии индуктора.
2. Преобразование геометрии вторичного элемента.
На втором этапе производится расчет магнитного поля круговой
двухмерной модели методом конечных элементов с помощью программного
комплекса.
Решение полевой задачи двухмерной модели сводится к нескольким
последовательным шагам:
1. Создание геометрической модели (чертежа объекта) на основе
полученных на первом этапе геометрических преобразований.
2. Задание свойств материалов (электропроводность, магнитная
проницаемость, коэрцитивная сила магнитов и т.д.) отдельных частей
геометрической модели.
3. Задание нагрузок (величины токов, различных фазовых углов θ и т.д.).
4. Задание граничных условий (величины потенциалов поля на границах
расчетной области, А = 0 и т.д.).
5. Построение сетки конечных элементов.
6. Решение задачи и обработка результатов (построение графиков и
диаграмм изменения магнитной индукции по какому либо контуру, расчет
интегральных значений момента двигателя при различных фазовых углах θ,
расчет индуктивных сопротивлений фаз и т.п.)
На третьем этапе, после решения полевой задачи, по полученным
интегральным значениям момента и индуктивности обмоток фаз Ld и Lq
круговой двухмерной модели при различных эквивалентных фазовых углах
θ, рассчитываются силы на вторичном элементе двигателя в соответствии с
выражением (2.13), и индуктивные сопротивления обмоток.
49
На четвертом этапе, находят электрические характеристики ЦЛВД и
производят:
1. Расчет мощности потерь в двигателе.
2. Расчет полезной мощности двигателя.
3. Расчет напряжений (активных, реактивных, полных) потребляемых от
источника при заданном токе.
4. Расчет КПД и соs φ.
Для проверки предложенной расчетной модели проведено сравнение
результатов расчетов численным методом в программном комплексе ANSYS.
Сравнение расчетов проводилось между предложенным методом
геометрических преобразований в двухмерной модели и классическим
методом построения трехмерной модели ЦЛВД. Сравнению между собой
подвергалась одна и та же конструкция ЦЛВД, с одинаковыми
геометрическими параметрами, нагрузками и углами статической
характеристики. В результате специального поверочного сравнения
характеристик ЦЛВД в программе ANSYS выяснилось, что погрешность
расчетных моделей составляет от 1,3 до 2,4 процента. Не полное совпадение
результатов при расчете в одном и том же программном комплексе связано с
особенностями расчетов.
Достаточно большая ошибка возникает из-за нескольких различных
факторов:
- Сравнительный расчет производился при уменьшенном количестве
узлов по всем осям, чтобы сократить время трехмерного расчета ЦЛВД до
приемлемых нескольких часов, не приводящих к «зависанию» ЭВМ.
- Наличие двух последовательных этапов расчета полевой задачи
предложенным расчетным методом, в результате чего накапливаются
ошибки при округлениях первого этапа расчета – геометрических
преобразований.
50
- Возникновение ошибок связано с необходимостью сшивки расчетных
зон магнитопровода в предложенном методе расчета электромагнитного
поля в зонах перехода направления электромагнитного поля от радиального к
аксиальному.
- При расчете методом геометрических преобразований приходится
решать обратную задачу, находя скорректированный угол φ′, что также
добавляет ошибку в расчетах.
2.4. Выводы по главе 2
1. Разработана идеализированная математическая модель
электромагнитных процессов в модуле цилиндрического линейного
вентильного двигателя, которая учитывает распределение магнитного поля в
двигателе по всем трем координатам, и позволяет преобразовывать
трехмерную модель к двухмерной.
2. На основе математической модели разработан алгоритм расчета
электромагнитных процессов ЦЛВД.
3. Анализ угловых статических характеристик ЦЛВД по двум методам:
предложенному двухмерному методу расчета и трехмерному методу
конечно-разностных элементов в программе ANSYS показал, что отличие
при расчете характеристик моделей составляет 1,3-2,4 процента. Это связано
с необходимостью «сшивки» расчетных участков магнитопровода, в
предложенном идеализированном методе расчета электромагнитного поля, в
участках перехода направления электромагнитного поля от радиального к
аксиальному.
4. Метод расчета имеет малые затраты времени, составляющие
несколько минут машинного времени ЭВМ для расчета одной точки
характеристики, вместо десятков часов при расчете по трехмерной модели.
51
Это обусловлено применением метода конечно-разностных элементов не к
трехмерной модели ЦЛВД, а к преобразованной двухмерной.
5. Предложенный метод расчета позволяет осуществлять
многовариантное моделирование ЦЛВД, с расчетом большого количества
точек статической угловой характеристики, и на этой основе выбрать
конструкцию с наибольшим удельным усилием.
52
3. ИССЛЕДОВАНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК МОДУЛЯ ЦЛВД
3.1. Преобразование модели ЦЛВД от трехмерной к двухмерной в
соответствии с алгоритмом расчета
Расчет одной точки статической угловой характеристики состоит из
четырех этапов в соответствии с полученным алгоритмом, описанным в
параграфе 2.3. Пользуясь приведенным алгоритмом, рассмотрим далее расчет
ЦЛВД.
Преобразование геометрии индуктора
По формулам, выведенным в главе 2, осуществим преобразование
трехмерной модели индуктора ЦЛВД к двухмерной. При этом необходимо
учитывать, что участки с изменением направления поля от радиального к
аксиальному не преобразуются. Они «сшиваются» по точкам рассчитанных
участков двухмерной модели. Полная геометрия преобразования зубцового
деления от трехмерной модели с распределенным полем к двухмерной, с
учетом радиального и аксиального направления поля, представлена на
рис.3.1.
На рис.3.1.а обозначим все геометрические размеры чашки индуктора
ЦЛВД без штриха, а на рис.3.1.в геометрические размеры расчетной модели
двигателя вращательного движения со штрихом. Предполагая паз зубцового
деления прямоугольным рассчитываем угол φ по известному соотношению
( 𝜄𝑛= 𝜄𝑛′) и размерам (𝐿2𝑛) в соответствии с уравнением (2.8). Учитывая, что
угол окружности равен 360 градусов и паре полюсов соответствует 6 углов
φ, находим количество пар полюсов ( 𝑝𝑚) двухмерной модели в
соответствии с уравнением (2.9). Полученное значение 𝑝𝑚 не будет целым,
поэтому округляем его до ближайшего большего, получая значение 𝑝′𝑚.
Далее по (2.9), решаем обратную задачу, и находим скорректированный угол
53
φ′. В результате коррекции угла φ изменяем геометрию паза зубцового
деления на несимметричную трапецию.
Рис. 3.1 Графическое представление преобразования размеров разрезанного
по радиусу зубцового деления индуктора с радиально-аксиальным полем (а)
в двухмерное зубцовое деление с глубиной 𝐿10′ = 𝐿10 (в)
54
Далее на основании (2.6), (2.12) рассчитываются линейные размеры 𝐿2𝑛′
и 𝐿1𝑛′ для всех радиальных геометрических участков индуктора двухмерной
модели.
Для преобразования составим таблицу 3.1, в которой укажем
используемые значения геометрических величин при угле φ. Для рабочей
поверхности индуктора должно выполняться условие 𝐿10 = 𝐿10′ , 𝐿20 = 𝐿20′,
𝑡𝑧 = 𝑡𝑧′ , т. е. линейные размеры поверхностей у воздушного зазора моделей
должны быть равны для получения полной адекватности.
Таблица 3.1 – расчет линейных размеров, количества пар полюсов и
радиуса индуктора двухмерной модели при угле φ, в первом столбце
обозначим значение индекса n.
– Геометрия ЦЛВД Двухмерная модель Значения
№ n 𝜄𝑛,
мм
𝐿1𝑛,
мм
𝐿2𝑛,
мм
𝜄𝑛′,
мм
𝐿1𝑛′,
мм
𝐿′2𝑛′
,
мм
𝑅′,
мм
103
0 – 182 10 – 182 10 φ, град 6,1
1 3 200 3 3 182 3,3 φ′, град 6
2 19 320 3 19 182 5,6 𝑝𝑚, шт 9,8
3 7 – 5 7 – 10,3 𝑝′𝑚
, шт 10
Рассчитываем на основании (2.6) линейные размеры 𝐿21′ и 𝐿22′ для
радиальных геометрических участков двухмерной модели.
Линейные размеры окружностей индуктора 𝐿11, 𝐿12трехмерной модели
находят через радиусы зубцового деления 𝑅2, 𝑅3 по уравнению (2.7).
По известным 𝑝′𝑚
и φ′ находим радиус статора ( 𝑅′ ) двухмерной
модели по соотношению (2.10), при этом учитываем что значения ( 𝑡𝑧 = 𝑡𝑧′ ).
55
В результате коррекции угла φ на φ′ в двухмерной модели индуктора
изменяется длина силовой линии магнитного поля (𝜄3′), и как результат
корректируется величина 𝐿23′. Остальные линейные размеры двухмерной
модели остаются без изменений. Скорректированные значения размеров
сводятся в таблицу 3.2.
Таблица 3.2 – расчет линейных размеров индуктора двухмерной модели
с учетом коррекции φ на φ′, в первом столбце обозначим значение
индекса n.
–
Геометрия ЦЛВД
Двухмерная модель
№ n
𝜄𝑛,
мм
𝐿1𝑛 ,
мм
𝐿2𝑛,
мм
𝜄𝑛′,
мм
𝐿1𝑛′,
мм
𝐿2𝑛′,
мм
0 – 182 10 – 182 10
1 3 200 3 3 182 3,3
2 19 320 3 19 182 5,6
3 7 – 5 7,2 – 10,6
Сравнение таблиц 3.1 и 3.2 показывает, что линейные размеры
расчетной двухмерной модели изменяются только для величин (𝜄3′) и 𝐿23′,
при коррекции количества пар полюсов до целого числа при расчете. Это
связано с тем, что у корректируемых величин длина силовых линий зависит
от изменения угла φ на φ′, так как направление силовых линий магнитного
поля на данных участках магнитопровода идет аксиально, и их длины
изменяется. Для участков магнитопровода с радиальным направлением
силовых линий магнитного поля такой зависимости нет, так как длины
силовых линий не меняются. Изменять размеры (𝜄3′) и 𝐿23′ приходится для
56
повышения точности, иначе в методе расчета накапливается слишком
большая ошибка.
Преобразование геометрии вторичного элемента
После преобразования зубцового деления индуктора находим размеры
полюса вторичного элемента, по приведенным выше формулам, c учетом
найденного угла φ′ и того обстоятельства, что полюсу соответствует 3 угла
φ′. Так как угол φ′ заранее известен, то расчеты размеров вторичного
элемента для двухмерной модели убыстряются и становятся проще.
На основании (2.6), (2.12) рассчитываются линейные размеры 𝐿2𝑛′ и
𝐿1𝑛′ для всех радиальных геометрических участков вторичного элемента
двухмерной модели, и сводятся в таблицу 3.3.
Таблица 3.3 – расчет линейных размеров вторичного элемента
двухмерной модели с учетом рассчитанного угла φ′ , в первом столбце
обозначим значение индекса n.
–
Геометрия ЦЛВД
Двухмерная модель
№ n
𝜄𝑛,
мм
𝐿1𝑛 ,
мм
𝐿2𝑛,
мм
𝜄𝑛′,
мм
𝐿1𝑛′,
мм
𝐿2𝑛′,
мм
4 3 173 15 2,9 182 14
5 3 154 14 2,9 182 8,5
6 15 66 – 14 182 –
В результате расчета получается сектор полюса вторичного элемента
круговой двухмерной модели (рис. 3.2).
57
Рис.3.2 Графическое представление преобразования размеров разрезанного
по радиусу полюса вторичного элемента с радиально-аксиальным полем (а)
в сектор полюса двухмерной модели глубиной 𝐿10′ = 𝐿10 (в)
58
Преобразование размеров трехмерной модели ЦЛВД к круговой
двухмерной можно автоматизировать с помощью заданных уравнений в
программном пакете MathCAD. Это позволяет получать размеры круговой
двухмерной расчетной модели с малыми затратами времени.
3.2. Расчет круговой двухмерной модели методом конечных
элементов
В соответствии с главой 3.1 рассмотрим последовательность шагов
расчета второго этапа:
1. После получения расчетной двухмерной модели (рис. 3.1 и рис. 3.2)
создается чертеж объекта, с учетом полученных эквивалентных размеров, в
программном продукте AutoCAD. Расчет полевой задачи магнитного поля
двигателя производится методом конечных элементов с помощью
программного комплекса ELCUT или ANSYS. В программный комплекс
импортируется полученный в AutoCAD двухмерный чертеж и указывается
глубина модели (𝐿1′). Модуль ЦЛВД состоит из 96 зубцовых делений, что
соответствует 16 парам полюсов. Геометрическая модель при расчете
составляет 10 пар полюсов. В результате коэффициент пересчета момента и
индуктивности геометрической модели к ЦЛВД в соответствии с
отношением количества пар полюсов равно соответственно:
α = 𝑝𝑑 / 𝑝𝑚= 16/10 = 1,6 (3.1)
где 𝑝𝑑 – количество пар полюсов ЦЛВД,
𝑝𝑚– количество пар полюсов расчетной круговой двухмерной
модели.
Индукция в геометрической модели соответствует ЦЛВД во всех
сечениях.
2. Задание свойств материалов.
Импортированный в программный комплекс чертеж разбит на
отдельные геометрические части. Для каждой части задаются свои значения
59
электропроводности, магнитной проницаемости, коэрцитивной силы
магнитов и т.д. Для стали вводится в виде таблицы кривая намагничивания
(рис. 3.3), аналогично для магнитов используется таблица кривой
размагничивания магнитотвердого материала (рис. 3.4).
Рис. 3.3 Нелинейная кривая намагничивания стали
Рис. 3.4 Нелинейная кривая размагничивания магнитотвердого
материала
60
3. Задание нагрузок.
Величину действующего фазного тока принимаем: I = 30 A.
Во всех пазах фаз укладываются количество витков, равное: W = 20.
Расчет моментов на валу ротора производится для фазовых углов θ через
каждые 10 градусов от 0 до 120.
Картину поля и значения индуктивностей обмоток фаз определяем при
фазовых углах θ через 10 градусов.
Рис. 3.5 Круговая двухмерная геометрическая модель двигателя с
постоянными магнитами, эквивалентная ЦЛВД по величине значений
магнитной индукции и магнитных сопротивлений всех участков цепи
61
4. Задание граничных условий.
Метки рёбер сетки конечных элементов используются для задания
граничных условий на границах области расчета (внешних и внутренних). В
нашем случае мы задаем нулевое граничное условие Дирихле для векторного
потенциала А, который принимается равным нулю на внешней границе
области (круг, окружающий геометрическую модель).
5. Построение сетки конечных элементов.
Для построения сетки конечных элементов задаем шаг дискретизации
(разбиения) расчетной области, который определяет густоту сетки конечных
элементов в различных частях модели.
Для рассматриваемой задачи предполагается существенная
неоднородность поля вокруг зазора между индуктором и вторичным
элементом, поэтому сетка в зазоре должна быть максимальной густоты.
Величину шага дискретизации принимаем равной 0,1 мм в зазоре и 1 мм в
полюсах индуктора и вторичного элемента. Это гарантирует приемлемую
точность расчета магнитного поля модели.
6. Решение задачи и обработка результатов.
Расчетная модель ЦЛВД состоит из 10 пар полюсов (рис.3.5).
Программа «ELCUT» рассчитывает геометрическую модель. После
окончания расчета в правой части основного окна выводится рассчитанная
картина поля текущей задачи (рис. 3.6, рис. 3.7, рис. 3.8).
62
Рис. 3.6 Картина магнитного поля при θ = 30 градусов с величиной
индукции по сечениям, обозначенным прямыми линиями
При решении полевой задачи удобнее вращать поле индуктора, изменяя
соотношения токов в обмотках, вместо поворота вторичного элемента.
63
Рис. 3.7 Магнитная индукция на поверхности вторичного элемента по линии
А2-В2 (рис. 3.6) при θ = 30 градусов. Магнитное поле в полюсе вторичного
элемента несимметрично из-за механической нагрузки.
64
Рис. 3.8 Магнитная индукция на поверхности индуктора по линии А1-
В1 при θ = 30 градусов
Сравнивая рис. 3.7 и рис. 3.8. можно видеть, что характер магнитного
поля на поверхности индуктора существенно отличается от магнитного поля
на поверхности вторичного элемента из-за наличия воздушных промежутков
между зубцовыми делениями индуктора.
65
3.3. Определение тягового усилия вторичного элемента
Далее производят обработку результатов решения. В результате расчета
по программе ELCUT получаем интегральные значения момента круговой
двухмерной модели при различных фазовых углах θ. Значения момента
круговой расчетной модели используются для нахождения тягового усилия
ЦЛВД в соответствии с уравнением (2.13). Уравнение справедливо для
ЦЛВД, у которого количество пар полюсов 𝑝𝑚 = 16. Пропорционально
изменению пар полюсов для реального ЦЛВД изменяется и сила вторичного
элемента двигателя, что учитывает коэффициент α.
По полученным интегральным величинам момента круговой модели
производится расчет момента к реальному ЦЛВД по уравнению:
Мвр = Мвр” × α (3.2)
где, Мвр” – момент круговой расчетной модели;
Мвр – эквивалентный момент модуля ЦЛВД;
α – коэффициент перехода от круговой модели к ЦЛВД.
По результатам, полученным согласно (3.2) производим расчет тягового
усилия, действующего на вторичный элемент по формуле:
F = Мвр
𝑅′ (3.3)
где, 𝑅′ радиус статора круговой двухмерной модели, найденный при
геометрическом преобразовании (глава 3.1) и равный 0.165 м.
Преобразование интегральных значений момента круговой двухмерной
модели, при различных эквивалентных фазовых углах θ, к тяговому усилию
ЦЛВД, в соответствии с уравнениями (3.2, 3.3), приведено в табл. 3.4.
66
Далее производят расчет индуктивных сопротивлений фаз ЦЛВД, по
полученным значениям интегральных индуктивностей фаз расчетной модели,
при различных фазовых углах θ.
Таблица 3.4 – Расчет значений момента ЦЛВД по данным расчетной
модели при различных фазовых углах θ и соответствующей тяговому
усилию при токе 30А.
Приведение индуктивного сопротивления круговой модели к ЦЛВД
осуществляется по преобразованию:
L = L” × α (3.4)
где, L” – индуктивное сопротивление фазы круговой модели,
L – индуктивное сопротивление фазы ЦЛВД.
Индуктивное сопротивление фазной обмотки ЦЛВД, состоящей из 96
зубцовых делений определяем по формуле:
Xф = 2×π×f×L (3.5)
где, f – частота трехфазного питания ЦЛВД принята равной 7 Гц в
номинальном режиме.
Θ,
градусы
Мвр”, н×м Мвр, н×м F,ньютон Примечание
0 0 0 0 α = 1.6
10 15.56 24.90 900.6
20 22.20 35.52 1284.8
30 29.95 47.92 1733.6
40 37.61 60.18 2176.6
50 44.90 71.84 2598.8
60 47.85 76.56 2769.5
70 52.39 83.82 3032.1
80 53.18 85.09 3078.2
90 57.23 91.57 3312.4
100 56.99 91.19 3298.7
110 56.13 89.81 3248.7
120 52.86 84.58 3059.6
67
Реактивное индуктивное напряжение на фазной обмотке одного метра
двигателя определяем по формуле:
UXL = Xф × I (3.6)
где, I – действующая величина фазного тока двигателя, равная 30 А.
Преобразование индуктивностей круговой двухмерной модели при
различных фазовых углах θ к индуктивностям фаз и обмотки ЦЛВД,
осуществляется на основании уравнений (3.4, 3.5, 3.6). Полученные значения
приведены в табл. 3.5.
Таблица 3.5 – Расчет индуктивных сопротивлений фаз ЦЛВД при
различных фазовых углах θ
Θ,
градусы
Обозна
чение в
литературе
L”,
гн
L,
гн Xф,
ом
UXL
, В
Приме
чание
0 Ld 0.00439 0.007037 0.3093 9.28 f = 7 Гц
α = 1.6
90 Lq 0.00618 0.009894 0.4349 13.05
3.4. Расчет электрических характеристик модуля ЦЛВД
1. Расчет мощности потерь в двигателе.
Потери в меди:
В пазу w = 20 витков.
Средняя длина одного витка в пазу ι ср = 0.26 метров.
В модуле ЦЛВД на каждую фазу приходится n = 32 паза.
Длина обмотки фазы ЦЛВД равна:
ι = ι ср×w×n (3.7)
Фазное сопротивление для модуля ЦЛВД равно:
RФ𝑅 = r × ι (3.8)
68
Сопротивление медной жилы фазы ЦЛВД на метр длины с сечением 3.9
мм2 соответствует r = 0.2269 ом.
Соответственно из уравнений (3.6, 3.7) длина медной жилы фазы ι = 166
м, а сопротивление фазы равно RRФ𝑅 = 0.3768 ом.
Потери в фазной обмотке модуля ЦЛВД равны:
PФ𝑅 = (I2) × RФ𝑅 (3.9)
Потери в трех фазах обмоток модуля ЦЛВД:
P3Ф𝑅 = 3 × PФ𝑅 (3.10)
Падение напряжения в активном сопротивлении фазы обмотки в модуле
ЦЛВД:
UФ𝑅 = I × RФ𝑅 (3.11)
Определяем параметры обмоток ЦЛВД по формулам (3.10, 3.11), данные
расчетов приведены в таблице 3.6.
Таблица 3.6 – параметры обмоток ЦЛВД и активных потерь в фазах
Параметр Значение
RФ𝑅, ом 0.3768
PФ𝑅 , Вт 339.1
P3Ф𝑅, Вт 1017.3
UФ𝑅, В 11.34
Потери в стали не учитываются в связи с низкой рабочей частотой сети,
равной 7 Гц, а соответственно и низкими потерями, которыми можно
пренебречь.
Механические потери на трение не рассчитывались, они определялись
экспериментальным путем и описаны в главе 5.
2. Расчет полезной мощности ЦЛВД.
Скорость движения штока двигателя определяется из выражения:
V = 2×τ×f (3.12)
В результате получаем значение V = 2×0.03×7 = 0.42 м/c.
Полезная мощность модуля ЦЛВД:
69
P3Ф п = F × V (3.13)
где F – величина развиваемой силы тяги на вторичном элементе
Полезная мощность модуля ЦЛВД, потребляемая одной фазой:
PФ п = P3Ф п / 3 (3.14)
ЭДС от потребляемой полезной мощности определяется по
уравнению:
EФ = PФ п / I (3.15)
где I – величина тока фазы ЦЛВД, А
Определяем параметры полезной мощности ЦЛВД по формулам (3.13,
3.14), и ЭДС от потребляемой полезной мощности по формуле (3.15),
данные расчетов приведены в таблице 3.7.
Таблица 3.7 – значения электромагнитных мощностей и ЭДС в фазах
ЦЛВД
Θ,
градусы
F, Н P3Ф п, Вт PФ п, Вт EФ , В
0 0 0 0 0
10 900.6 378.3 126.1 4.21
20 1284.8 539.6 179.9 5.99
30 1733.6 728.1 242.7 8.09
40 2176.6 914.2 304.7 10.16
50 2598.8 1091.5 363.8 12.13
60 2769.5 1163.2 387.7 12.92
70 3032.1 1273.5 424.5 14.15
80 3078.2 1292.8 430.9 14.36
90 3312.4 1391.2 463.7 15.46
100 3298.7 1385.5 461.8 15.39
110 3248.7 1364.5 454.8 19.0
120 3059.6 1285.1 428.4 17.9
3. Расчет (активных, реактивных, полных) напряжений при заданном
токе фазы обмотки индуктора.
Реактивное напряжение перевозбужденного двигателя с постоянными
магнитами в фазах обмотки индуктора определяется по формуле:
70
U𝑥𝑐 = EФ × sin Θ = 4.44 × f ×w × S × B ×sin Θ (3.16)
где f – частота сети Гц, w – количество витков полюса фазы, S –
площадь всех полюсов модуля ЦЛВД в м2 , B – средняя индукция в Тесла.
В результате из (3.15) получаем значение
U𝑥𝑐= 4.44×7 × 20 × 0.061 × 0.6× 0.5 = 11.37 В.
Из табл. 3.5, табл. 3.6 и табл. 3.7 представлены расчетные значения
напряжений UXL , UФ𝑅 и ЭДС - EФ .
Фазное напряжение, приложенное источником питания к обмоткам
модуля ЦЛВД при номинальной нагрузке и токе I = 30 А:
активное:
UАФ𝑅 = UФ𝑅+ Eф , (3.17)
реактивное:
UАФх = UXL – U𝑥𝑐 (3.18)
полное:
UАф = UАФ𝑅 + jUАФх (3.19)
В результате получаем из (3.16, 3.17, 3.18, 3.19) искомые напряжения,
приведенные в табл. 3.8.
Таблица 3.8 – значения напряжений (активных, реактивных, полных),
потребляемых от источника при заданном токе
UАФ𝑅, В UАФх , В UАф, В
24,26 – j2.09 24,26 – j2.09
(24.6×е−𝑗4.8)
4. Расчет кпд и соs φ.
Затраченная мощность, потребляемая от источника питания модулем
ЦЛВД:
P3Ф м = P3Ф п + P3Ф𝑅 (3.20)
71
Затраченная активная мощность, потребляемая ЦЛВД, состоящего из 9
модулей:
P3Ф d = 9 × P3Ф м (3.21)
КПД (ŋ ) – отношение полезной мощности к затраченной:
ŋ = P3Ф п / P3Ф (3.22)
Реальный КПД меньше данной величины из-за наличия механических
потерь.
Коэффициент мощности двигателя:
соs φ = cos (arctg ( Uх
Ur )) (3.23)
По формулам (3.20, 3.21, 3,22,3.23) рассчитываем и сводим в табл. 3.9
искомые значения.
В таблице 3.9 представлены значения активной мощности,
потребляемой модулем P3Ф м и двигателем P3Ф d , а также КПД и соs φ.
Таблица 3.9 – значения рассчитанных мощностей ЦЛВД, КПД и соs φ
P3Ф м , кВт P3Ф d , кВт ŋ соs φ
2,1805 19,625 0.533 0.99
Мощность, теряемая в кабеле на глубине в 3000 м, составляет 4,5 кВт, а
мощности непосредственно потребляемая ЦЛВД составляет 20 кВт.
Мощность преобразователя частоты станции управления 30 кВт, что
позволяет штатно эксплуатировать ПБЭНА, так как этого достаточно для
питания ЦЛВД и компенсации потерь в кабеле.
3.5. Выводы по главе 3
1. Проведено исследование статических угловых характеристик
модуля ЦЛВД при номинальном токе обмоток 30А, которое показало
целесообразность применения созданной математической модели
72
электромагнитных процессов для практических расчетов. Было показано,
что метод учитывает реальное распределение магнитного поля в двигателе по
всем трем координатам и позволяет преобразовывать трехмерную модель к
двухмерной по предложенным уравнениям. В результате применения
предложенной идеализированной модели был произведен расчет
электромагнитного поля методом конечных элементов с малыми затратами
времени, что позволяет осуществлять многовариантные расчеты.
2. Расчет геометрии и параметров модуля ЦЛВД, доказал что метод
расчета одной точки угловой статической характеристики составляет всего
несколько минут машинного времени ЭВМ, по сравнению с несколькими
десятками часов при расчете с использованием трехмерной модели. Это
обусловлено применением метода конечно-разностных элементов
непосредственно к двухмерной модели.
3. Доказано, что ускорение расчета позволяет сделать
многовариантное моделирование ЦЛВД с определением большого
количества точек статической угловой характеристики, позволяющее
выбрать конструкцию с наибольшим удельным усилием.
73
4. ВЫБОР РАЦИОНАЛЬНОЙ КОНСТРУКЦИИ ЭЛЕМЕНТОВ
ИНДУКТОРА И ВТОРИЧНОГО ЭЛЕМЕНТА МОДУЛЯ ЦЛВД С
ЦЕЛЬЮ ПОЛУЧЕНИЯ МАКСИМАЛЬНОГО ТЯГОВОГО УСИЛИЯ
4.1. Описание возможных конструкций магнитной системы
ЦЛВД состоит из цилиндрического индуктора (статора) с трехфазной
обмоткой и вторичного элемента (ротора) с постоянными магнитами. В
качестве магнитов использован сплав NdFeB с остаточной индукцией в 1 Тл
и коэрцитивной силой 800 кА/м [4, 11, 56]. Конструктивно ЦЛВД отличается
от круговых электрических машин тем, что магнитное поле перемещается по
направлению оси вторичного элемента [71]. Вторичный элемент
периодически совершает возвратно-поступательное движение за счет
реверсирования ЦЛВД. При этом изменяется направление движения
магнитного поля индуктора.
Для выбора рациональной конструкции магнитной системы ЦЛВД
использовался критерий максимального тягового усилия. Поэтому при
проектировании ЦЛВД основное внимание было уделено определению
усилия на вторичном элементе в зависимости от конструкции индуктора и
вторичного элемента. Перед проектированием были рассмотрены различные
конструкций индуктора и вторичного элемента [29, 30, 85]. При этом
выбирался вариант конструкции индуктора и вторичного элемента, который
будет создавать максимальное тяговое усилие. Возможные конструкции
индуктора и вторичного элемента представлены на рис. 4.1.
В результате расчетов тягового усилия с различными вариантами
конструкций индуктора и вторичного элемента, выбиралась конструкция с
наибольшим усилием [61, 68]. На рис. 4.1 представлены две конструкции
элементов магнитной системы индуктора (а, б) и три конструкции
вторичного элемента (в, г, д), которые были исследованы и
проанализированы. Магниты на рисунке обозначены полюсами S-N,
74
магнитомягкий ферромагнитный материал из Ст.3 обозначен штриховкой.
Металлические части без штриховки выполнены из немагнитной
аустенитной стали.
Рис. 4.1 Варианты конструкций индуктора (а, б) и вторичного элемента
(в, г, д) модуля ЦЛВД
Индуктор на рис. 4.1 представлен двумя конструкциями элементов
магнитной системы:
а) зубцовое деление без скоса при открытии паза.
б) зубцовое деление со скосом при открытии паза.
Вторичный элемент на рис. 4.1 представлен тремя конструкциями
элементов магнитной системы:
в) аксиальное расположение полюсов магнитов, магниты не прикрыты
защитными кольцами из немагнитной (аустенитной) стали.
г) аксиальное расположение полюсов магнитов, магниты прикрыты
защитными кольцами из немагнитной стали. Полюса выполнены из Ст.3.
срезаны ступенькой для надежного крепления защитных колец. При этом
уменьшается площадь полюсов относительно воздушного зазора машины.
д) радиальное расположение полюсов магнитов, магниты прикрыты
защитными кольцами из ферромагнитной Ст.3. Межполюсные немагнитные
75
участки сделаны из немагнитной стали, срезаны ступенькой для надежного
крепления защитных колец. При этом увеличивается площадь полюсов
относительно воздушного зазора машины.
Тяговое усилие для различных вариантов конструкции, показанных на
рис. 4.1 рассчитывалось при одинаковых размерах диаметров индуктора,
вторичного элемента и полюсных делений. Ферромагнитные свойства
материалов были идентичны для всех элементов конструкции.
При проектировании использовалась модульная структура построения
индуктора ЦЛВД. На концах модуля расположены подшипники скольжения.
Каждый модуль индуктора состоит из 96 зубцовых элементов. Все расчеты
проводились для одного модуля ЦЛВД. Внешний диаметр индуктора
ограничивался размером обсадных труб скважины. Внутренний диаметр
индуктора выбирался из необходимого компромисса между максимальным
диаметром вторичного элемента с магнитами, с одной стороны, и
необходимостью уложить в элемент магнитопровода индуктора необходимое
количество ампер-витков, с целью увеличения линейной токовой нагрузки и
тягового усилия ЦЛВД. Ширина зубцового элемента индуктора определяет
длину полюсного деления. Значение ширины зубцового деления выбирается
при расчете ЦЛВД с точки зрения получения максимального тягового усилия
[43].
4.2. Исследование характеристик различных конструкций ЦЛВД
При расчетах модуля ЦЛВД сравнивались две конструкции зубцовых
элементов, со скосом зубца при открытии паза (рис. 4.1.б) и без скоса (рис.
4.1.а). Конструкция вторичного элемента для обеих вариантов расчета
представлена на рис. 4.1.в.
В результате расчетным путем получены тяговые усилия на вторичном
элементе, для обеих этих вариантов. Расчет производился при токах обмоток
76
индуктора в 10, 20, 30 ампер. В результате расчетов выяснено, что вариант
со скосом обеспечивает большее тяговое усилие.
Сравнительный анализ показывает, что в варианте со скосом зубца,
усилие возрастает на 12-14 процентов, из-за уменьшения замыкания
магнитного поля индуктора через воздушный зазор между зубцами.
Соответственно, для дальнейшей практической реализации конструкции
ЦЛВД был выбран вариант со скосом зубца.
Рис. 4.2 Сравнение расчетных статических угловых характеристик для
двух вариантов конструкций индуктора при токах 10, 20, 30 ампер (1 -
пунктирной линией для конструкции на рис.4.1.а, 2 - сплошной линией для
конструкции на рис.4.1.б)
Соответствующие статические характеристики усилия этих двух
вариантов приведены на рис. 4.2. Линейному перемещению вторичного
элемента на величину одного полюса соответствует 180 электрических
градусов.
77
В результате многовариантных расчетов вели поиск рациональной
конструкции вторичного элемента с использованием выбранной геометрии
индуктора со скошенными зубцами (рис. 4.1.б). При расчетах различных
конструкций вторичного элемента необходимо учитывать требование
закрытия магнитов вторичного элемента металлом. Это необходимо для
защиты магнитов от механических повреждений и позволяет сделать
вторичный элемент гладким телом. Гладкое тело вторичного элемента
позволяет уменьшить трение в подшипниках скольжения.
Здесь возможны две конструкции, с аксиальным рис. 4.1.г и радиальным
рис. 4.1.д направлением оси намагничивания магнитов. Необходимость
обязательной целостности конструкции вторичного элемента, для его
свободного перемещения, требует расширить или сжать полюсный
наконечник для закрытия магнита металлом. В первой конструкции, с
аксиальным (осевым) намагничиванием магнитов, элементы штока
вторичного элемента, прикрывающие магниты выполнены в виде колец.
Кольца выполнены из немагнитной нержавеющей стали. Во второй
конструкции трубы, прикрывающие магниты, выполнены из магнитной стали
(Ст.3.). При этом ось штока также выполнена из немагнитной аустенитной
стали, для предотвращения шунтирования магнитного поля между
полюсами. Промежуточные кольца, разделяющие полюса, выполнены из
немагнитной нержавеющей стали.
В результате расчетов и сравнения вариантов (в и г) выяснилось, что в
конструкции с аксиальным намагничиванием магнитов (рис. 4.1.г), у
которого полюса скрепляются немагнитными кольцами, тяговое усилие
больше, чем в конструкции без немагнитных колец (рис. 4.1.в). Это связано с
тем, что в конструкции с немагнитными кольцами магнитное поле в зазоре
приближается к синусоидальной (трапецеидальной) форме из-за срезов
полюса, в которые устанавливаются немагнитные кольца, закрывающие
магнит. Угловые статические характеристики усилия для этих двух
вариантов приведены на рис. 4.3.
78
Рис. 4.3 Сравнение расчетных статических угловых характеристик для
двух вариантов конструкций вторичного элемента при токах 10, 20, 30 ампер
(1 - пунктирной линией для конструкции на рис. 4.1.г, 2 - сплошной линией
для конструкции на рис. 4.1.в)
В конструкции вторичного элемента с радиальным намагничиванием
магнитов (рис. 4.1.д) их закрывают кольца из магнитной стали. При этом из-
за расширения полюса магнитное поле искажается и смещается внутри
полюса. Значительная часть силовых линий старается замкнуться по
наикратчайшему пути и не участвует в создании тягового усилия. Магнитное
поле, пространственно по поверхности полюса, распределяется заметно
несинусоидально. Происходит сильное насыщение стержня штока
вторичного элемента, диаметр которого мы не можем увеличить из-за
конструктивных соображений. Кроме того, если проанализировать
79
конструкцию рис. 4.1.д, то видно, что во вторичном элементе используется
только часть площади полюсов магнита, в отличие от конструкции рис. 4.1.в,
где используются площади обеих полюсов. Это связано с тем, что в
конструкции рис. 4.1.д магнитное поле одного из полюсов замыкается на
соседние магниты, что уменьшает теоретическую площадь полюсов в два
раза. Магнитные силовые линии проходят через воздушный зазор только от
одного полюса магнита, второй же полюс замыкается силовыми линиями на
соседний магнит. В конструкции на рис. 4.1.в используются площади обеих
полюсов магнитов, так как магнитные силовые линии обеих полюсов
магнита проходят через воздушный зазор полюсов.
Рис. 4.4 Сравнение расчетных статических угловых характеристик для
двух вариантов конструкций вторичного элемента при токах 10, 20, 30 ампер
(1 - пунктирной линией для конструкции на рис. 4.1.д, 2 - сплошной линией
для конструкции на рис. 4.1.в)
Угловые статические характеристики усилия для этих двух вариантов
приведены на рис. 4.4. В результате сравнения угловых статических
80
характеристик из вышеизложенного видно, что при радиальном
расположении магнитов усилие меньше почти в два раза.
В результате сравнительных расчетов была выбрана, для практической
реализации, конструкция с аксиальным намагничиванием магнитов
вторичного элемента, которая представлена на рис. 4.1.г и конструкция
индуктора на рис. 4.1.б. Эти конструкции индуктора и вторичного элемента
позволяют получить максимальное усилие на штоке. Остальные варианты не
обеспечивают необходимого усилия из-за нерационального распределения
электромагнитного поля. По варианту индуктора 4.1.б и вторичного элемента
4.1.г был разработан эскизный проект и изготовлен модуль ЦЛВД для
проведения экспериментальных исследований.
4.3. Выводы по главе 4
1. Показано, что расчетным путем, в результате сопоставления
различных вариантов, была выбрана конструкция индуктора и вторичного
элемента, позволяющая получить максимальное тяговое усилие, при
заданном номинальном токе обмоток.
2. Было выяснено, что расчетное максимальное усилие выше у
конструкции, обеспечивающей близкое к синусоидальному распределение
электромагнитного поля в зазоре модуля ЦЛВД.
3. При проектировании различных вариантов конструкций вторичного
элемента ЦЛВД необходимо защищать магниты от механических
повреждений и попадания скважинной жидкости. Такое требование
позволяет сделать вторичный элемент гладким телом, что дополнительно
уменьшает трение в подшипниках скольжения.
81
5. ИСПЫТАНИЯ МОДУЛЯ ЦЛВД В СТАТИЧЕСКОМ И
ДИНАМИЧЕСКОМ РЕЖИМАХ
5.1. Разработка макета ЦЛВД
На основании произведенных расчетов была выбрана рациональная
конструкция ЦЛВД. Расчеты позволили определить геометрию
экспериментального модуля ЦЛВД и параметры трехфазной обмотки
индуктора. Был выполнен эскизный проект модуля, согласно которого
проводились работы по его изготовлению (глава 1.5). После выполнения
эскизного проекта были заказаны и куплены основные комплектующие и
материалы. Магниты вторичного элемента Неодим-Железо-Бор с осевым
намагничиванием по специальному заказу изготовлялись в г. Верхняя
Пышма в Свердловской области.
Изготовленный ЦЛВД состоит из неподвижного круглого индуктора и
вторичного элемента с постоянными магнитами. Постоянные магниты
группы 4МКГ46х21х8, имеют следующие параметры: Нс = 1400 кА/м, Вr
= 1,0 Тл. Продольный разрез ЦЛВД (индуктора и вторичного элемента)
показан на рис. 1.4. На индукторе имеются зубцы и пазы, в которых
находятся цилиндрические катушки индуктора. Полюсное деление τ = 30 мм,
а зубцовое деление tz = 10 мм. Катушки соединяются последовательно на
протяжении длины индуктора и образуют трехфазную обмотку, которая
питается от преобразователя частоты (ПЧ). Обмотка цилиндрического
индуктора создает бегущее магнитное поле, скорость движения и
направление которого изменяются с помощью ПЧ. Вторичный элемент
имеет диаметр D2 = 55 мм. Зазор δ между индуктором и вторичным
элементом составляет 1,5 мм по всей длине. Все размеры приведены на рис.
1.4.
Работы по непосредственному созданию модуля были начаты с подбора
трубы корпуса с внутренней обработкой поверхности по классу Н8, а затем
82
изготовлялись зубцовые чашечные кольца магнитопровода индуктора из
стали Ст.3. с вырезами для выводов секций обмотки (рис. 5.1.).
Рис. 5.1 Двухрядная секция обмоток кольца индуктора и зубцовой
чашки индуктора ЦЛВД
Также на рисунке показана двухрядная секция кольца индуктора.
Каждая такая секция состоит из 20 витков, по 10 в два ряда. Из таких секций
состоит вся трехфазная обмотка индуктора модуля ЦЛВД.
Секции зубцовых чашечных колец обмоток индуктора стягиваются
специальными шпильками и образуют промежуточный микромодуль
индуктора.
83
Рис. 5.2 Промежуточный микромодуль с трехфазными обмотками
Двухрядные секции обмоток колец индуктора наматывались на
специальном шаблоне, через боковые прорези которого закапывается клей
«супермомент» для обеспечения жесткости обмотки. Обмотки изолируются
фторопластовой лентой для обеспечения изоляции обмотки от
магнитопровода индуктора. Эти обмотки закладываются в пазы чашки
индуктора, а их выводы располагаются в пределах выреза колец, где они
84
соединяются между собой перемычками и образуют трехфазную обмотку
промежуточного модуля, представленного на рис. 5.2. Далее собранные
промежуточные модули вставляют в корпус кондуктора для проверки
необходимого зазора между корпусом и промежуточным микромодулем.
Затем производится стяжка колец индуктора с помощью специального
зажима и заворачиваются болты, скрепляющие кольца. Таким образом,
собирается восемь промежуточных микромодулей из которых состоит
индуктор модуля ЦЛВД. Промежуточные модули скрепляются между собой
механически, затем соединяются их обмотки и получается индуктор
экспериментального модуля с трехфазной обмоткой (рис. 5.3.).
Рис. 5.3 Модуль индуктора в сборе
Подвижная часть экспериментального двигателя – вторичный элемент,
состоит из немагнитного штока, на который насаживаются полюса из стали.
Внутри полюса располагаются кольцевые магниты, а сами полюса
85
соединяются с помощью промежуточных немагнитных колец. Эти кольца
располагаются между полюсами и выполнены из немагнитного материала
(нержавеющей аустенитной стали). Предварительно в каждый полюс
вставляются магниты. Затем полюса вместе с магнитами поочередно
одеваются на немагнитный шток из условия, чтобы их магнитное поле было
направлено навстречу друг другу.
Рис. 5.4 Свободный подвес полюса с магнитом
86
При определенном расположении между полюсами наблюдается режим
левитации, и вставленный полюс зависает на штоке (рис. 5.4), затем при
приложении небольшого усилия вставляемый полюс притягивается к нижнему
полюсу и далее полюса стягиваются между собой с помощью немагнитных
колец. Полюса вторичного элемента собираются на общем немагнитном штоке
длиной около 2000 мм, а между полюсов располагаются соединяющие
немагнитные кольца (рис. 5.5).
Рис. 5.5 Вторичный элемент в сборе
Далее сборка экспериментального двигателя осуществляется в
следующем порядке:
1. Индуктор (рис. 5.3) вставляется в корпус экспериментального
модуля.
2. С одной стороны на вторичный элемент надевается подшипник
скольжения, а с другой круглая насадка из немагнитного материала, внешний
диаметр которой меньше внутреннего диаметра индуктора на 0,5 мм.
Насадка закрепляется на конце штока с помощью гайки.
87
3. Насадка вставляется в индуктор и препятствует притягиванию
вторичного элемента к индуктору. Далее с усилием вторичный элемент
перемещается вдоль индуктора.
Подшипник скольжения закрепляется в корпусе модуля, затем
снимается насадка и с этой стороны вставляется другой подшипник
скольжения, который перемещается по вторичному элементу и закрепляется
к корпусу. На этом сборка экспериментального модуля заканчивается. Далее
модуль устанавливается на экспериментальный стенд для снятия статических
угловых характеристик.
5.2. Исследование статических характеристик модуля ЦЛВД
Стенд для статических испытаний представлен на рис.5.6 и включает в
себя модуль ЦЛВД, закрепленный на основании. Между вторичным
элементом и опорой стойки располагается динамометр. С помощью лебедки
изменяется положение вторичного элемента относительно неподвижного
индуктора, тем самым изменяется сила, действующая на вторичный элемент.
Положение вторичного элемента фиксируется с помощью линейки,
установленной на основании. Перемещение метки от нулевого положения
определяет угол θ. В исходном состоянии метки тяговое усилие равно нулю.
В зависимости от перемещения метки увеличивается угол θ и тяговое усилие.
Положение 30 мм соответствует угловому расстоянию θ = 180 градусов, т.е. 1
мм соответствует 6 градусов.
Обмотки индуктора модуля соединены звездой. При подключении
трехфазной обмотки индуктора к сети питающего напряжения создается
магнитное поле, которое сцепляется с полем постоянных магнитов и
вторичный элемент синхронизируется с магнитным полем индуктора.
Тяговое усилие зависит от угла рассогласования полей индуктора и
вторичного элемента (угол θ).
88
Рис.5.6 Испытательный стенд для снятия статических тяговых усилий
модуля ЦЛВД
89
Мгновенные значения токов в фазах обмоток индуктора изменяются по
синусоидальному закону и создают бегущее магнитное поле. Для одного из
вариантов мгновенных значений токов, когда в фазе А ток максимальный, а в
фазе В и С токи равны половине от максимального, сняты статические
характеристики тягового усилия. При этом обмотки фаз В и С соединены
параллельно друг другу, а обмотки фазы А последовательно, и питаются
постоянным током [28].
Таблица 5.1 – данные эксперимента по снятию угловой статической
характеристики зависимости Fс от θ при токе 30А
Δι, мм 0 2 4 5 6 7 8 10 12 13 14 15
Fс, кН 0 0,25 0,55 0,6 0,85 1,05 1,35 1,65 2,1 2,55 3,0 3,5
Θ,
градусов
0 12 24 30 36 42 48 60 72 78 84 90
В таком варианте соединения обмоток используется источник
постоянного тока, регулируемого напряжения U, что позволяет изменять
максимальный ток в пределах от 0 до 30 Ампер.
Установка позволяет снять семейство статических угловых
характеристик при разных токах в обмотках индуктора. При снятии угловой
характеристики индуктор закрепляется неподвижно, вторичный элемент
соединяется с динамометром марки ДПУ-0,5-2, а второй конец динамометра
соединен с лебедкой.
Снятие характеристики осуществляется следующим образом. Метка
фиксируется в нулевом положении на линейке. Затем с помощью лебедки к
вторичному элементу прикладывается усилие, которое измеряется с
помощью динамометра, а сдвиг вторичного элемента Δι является смещением
метки от нулевого положения.
90
Рис. 5.7 Угловая статическая характеристика ЦЛВД при токе 30А
Угол рассогласования θ в градусах определяется по формуле
θ = 6 × Δι , (5.1)
где Δι – перемещение вторичного элемента в мм.
Данные эксперимента сводятся в таблицу 5.1, на основании которой,
строится угловая характеристика зависимости Fт от θ.
Эта зависимость показана на рис. 5.7. При этом максимальное усилие
достигается при θ = 90 градусов и Δι = 15 мм и составляет 3,25 кН. Учитывая,
что длина активной части индуктора составляет 960 мм, при пересчете на
один метр индуктора усилие составляет (325*1000)/960 = 3,38 кН.
91
5.3. Исследование динамических характеристик модуля ЦЛВД
Описание испытательного стенда
Реальный режим работы ЦЛВД предполагает перемещение вторичного
элемента, связанного с насосом, который обеспечивает подъем столба
жидкость на поверхность. Необходимое давление поршня на столб жидкости
теоретически определяется глубиной погружения агрегата и площадью
поршня.
Рис. 5.8 Принципиальная схема экспериментального стенда для снятия
динамических характеристик ЦЛВД
В соответствии с требованиями к ЦЛВД для эксперимента в
лаборатории был разработан стенд для измерения тягового усилия ЦЛВД.
На рис. 5.8 показана принципиальная схема стенда. В качестве основы для
стенда использованы два стола 1, 2 с высотой порядка Н=1 м. Поверх двух
92
основ закреплена металлическая балка 3, на одном конце которой установлен
шкив 4. Через шкив перекинут трос 5, на конце которого закреплен груз 6,
состоящий из нескольких элементов. На земле необходим амортизатор 7 для
смягчения удара груза при его опускании (падении). ЦЛВД 8 установлен
неподвижно поверх балки 3. Вторичный элемент 9 (шток) тянет груз 6 через
блок 4 и создает силу, которая уравновешивает вес груза, а также
преодолевает силы трения в двигателе. Для измерения силы предназначен
динамометр 10.
Таким образом, груз поднимается с нулевой высоты, вторичный элемент
модуля ЦЛВД движется влево. При реверсе вторичный элемент движется
вправо под воздействием веса груза, и двигатель переходит в генераторный
режим. Следовательно, для экспериментальных исследований модуля ЦЛВД
достаточно измерить усилие при движении груза вверх, в двигательном
режиме.
Исследование характеристик модуля ЦЛВД на стенде
Испытание работоспособности модуля ЦЛВД при движении штока
производились на стенде, показанном на рис. 5.9. При этом испытание
двигателя осуществлялось при питании его от ПЧ [49].
В таблице 5.2 приведены данные экспериментальных замеров усилий в
зависимости от тока двигателя. При этом следует учесть, что
электромагнитная сила превышает силу, зафиксированную динамометром, на
величину сил трения штока в подшипниках скольжения.
Таблица 5.2 – данные экспериментальных замеров развиваемых
динамических усилий в зависимости от тока двигателя
Fd, кН 0,50 0,95 1,40 1,85 2,15 2,40 2,65 2,80 2,95 3,10
I, А 8 10,5 13 15 17,5 20 23 26 29 32
Рис. 5.9 Общий вид стенда для динамических испытаний
На Рис. 5.10 показана зависимость замеренного динамического усилия,
которое равно разности электромагнитного усилия и силы трения, т.е.
Fd = Fэ – Fтр, (5.2)
Непрерывной линией показана зависимость тягового усилия от фазного
тока. В начальной части (т. «а») кривой видна линейная связь замеренного
усилия с током индуктора. При достижении значения усилия F = 3,00 кН
фазный ток равен 30А, что соответствует точке «в».
При снятии угловой статической характеристики модуля ЦЛВД было
получено максимальное усилие Fс = 3,50 кН. При этом шток перемещался
внешним усилием с помощью ручной тали. Статическое тяговое усилие
равнялось сумме электромагнитного усилия ЦЛВД и сил трения, т.е.
Fс = Fэ + Fтр, (5.3)
Максимальное тяговое усилие, полученное при динамических
испытаниях, составило 3,0 кН, это усилие равно электромагнитному
тяговому усилию за вычетом сил трения, согласно (5.2).
Электромагнитное усилие при статических и динамических испытаниях
предполагается одинаковым, и соответственно можно приравнять уравнения
(5.2) и (5.3) для нахождения сил трения
Fd + Fтр = Fс – Fтр , (5.4)
Поэтому получаем Fтр = (Fс - Fd) / 2 = (3,5-3,0) / 2 = 0,25 кН.
Причины снижения тягового усилия в верхней части зависимости
F = f(I), следующие (рис.5.10):
1. Насыщение рабочих ферромагнитных участков в индукторе.
2. Возрастание сил трения между индуктором и вторичным
элементом при увеличении тока.
Известно, что силы радиального притяжения зависят от индукции (от
тока) в квадратичной зависимости. Эти силы можно существенно уменьшить,
при условии, что зазор будет поддерживаться равномерно по окружности
индуктора.
Рис. 5.10 Зависимость замеренного усилия при испытаниях в динамическом режиме
С целью уменьшения усилий одностороннего тяжения, действующего на
вторичный элемент, необходимо произвести ряд мероприятий:
- выполнить симметричную магнитную систему с расположением
фазных каналов под углом 120о по окружности индуктора, и тем самым
уменьшить силу трения;
- рассчитать усилия одностороннего тяжения и определить
необходимость и число центраторов на единице длины;
Все эти мероприятия будут описаны в главе 6.
Сравнение результатов расчета и эксперимента
Была произведена экспериментальная проверка полученных результатов
с целью сравнения измеренных и вычисленных статических угловых
характеристик, приведенных на рис. 5.11.
В результате сравнения расчетных и измеренных угловых характеристик
выяснили, что расчетное максимальное усилие оказалось выше на 5-20
процентов по сравнению с экспериментальными значениями в различных
участках угловой характеристики. Из сравнения кривых характеристик
видно, что погрешность расчета и эксперимента растет при уменьшении
рабочего тока и в целом не превышает 20 процентов. Выполненная
экспериментальная проверка полученных результатов удовлетворяет
инженерной точности. Существенные отклонения расчета и эксперимента на
разных участках угловой характеристики связаны с возникновением эффекта
тяжения, значительно влияющего на усилие вторичного элемента в
зависимости от тока в обмотках. Эффект тяжения возникает из-за
притяжения вторичного элемента к магнитопроводу индуктора, вследствие
чего увеличивается сила трения и уменьшается тяговое усилие на вторичном
элементе. Этот эффект был выяснен при проведении экспериментальных
исследований. Эффект тяжения подробно рассмотрен в главе 6.
97
Рис. 5.11 Сравнение расчетных и экспериментальных статических
угловых характеристик при токах 10, 20, 30 ампер (1 – пунктирной линией
для расчетных значений, 2 – сплошной линией для измеренных значений)
5.4. Автоматизация привода ЦЛВД
После успешного испытания упрощенной схемы управления модулем
ЦЛВД с помощью механического коммутатора, была разработана схема
электронного автоматизированного коммутатора фаз, состоящая из
частотного инвертора (ПЧ) и схемы управления им для получения
необходимого автоматического управления модулем ЦЛВД [14, 15, 54].
Изначально предполагалось бездатчиковое управление электроприводом [21,
34, 79, 83]. Но в связи с возможностью потери начального положения
вторичного элемента в режиме возвратно-поступательного движения
98
необходим датчик начального положения, срабатывание которого
контролирует нормальную работу электропривода в каждом цикле [95].При
отсутствии контроля положения, до начала реверсирования, возможно
упирание штока в плунжер, с ударом в несколько тонн, с возможным
разрушением установки ПБЭНА. Если датчик выйдет из строя, то система
автоматического управления должна отключить электропривод и
сигнализировать оператору о наличии неисправности.
Схема стенда для автоматизированного управления электроприводом
представлена на Рис. 5.12. Блок релейного управления 4, используя
информацию датчиков положения штока 3, управляет частотным инвертором
5 для получения необходимого закона управления электроприводом ЦЛВД 1.
В результате шток модуля ЦЛВД 2 перемещается относительно станины 6 по
необходимому закону управления электроприводом.
Рис. 5.12 Схема стенда для автоматизированного управления
электроприводом
99
Датчики положения штока 3 представляют собой герконовые реле,
срабатывающие от магнитов, закрепленных на штоке модуля ЦЛВД. При
прохождении магнитов мимо герконовых реле их контакты замыкаются и
управляющие импульсы поступают в коммутатор управления 4.
Рис. 5.13 Общий вид системы электронного коммутатора
Блок релейного управления 4 выполнен по триггерной схеме, которая
может быть в двух устойчивых состояниях, изменяющихся при срабатывании
датчиков положения 3, в результате чего в частотный инвертор 5 поступают
управляющие импульсы, изменяющие направление движения штока 2 на
обратное. Общий вид системы электронного коммутатора показан на рис.
5.13.
100
Для обеспечения всех требований, предъявляемых к электроприводу
ЦЛВД необходимо создать микропроцессорную систему управления,
которая реализует требуемый алгоритм работы ПБЭНА [67, 69, 77]. Создание
микропроцессорной системы позволяет регулировать число двойных ходов
от 1 до 6 и ход штока в одном направлении в пределах от 1,2 до 2 м,
согласно данным технического задания.
Ход штока задается оператором на пульте управления, а число двойных
ходов изменяется в зависимости от уровня жидкости в скважине.
Работа насоса-двигателя характеризуется в первую очередь длиной хода
штока – L и количеством рабочих циклов за минуту (число двойных ходов) –
N. На рис. 5.14. показан график мгновенной скорости штока, которая
изменяется по закону симметричной трапеции. Такой закон изменения
скорости движения штока требуется для устранения ударных нагрузок в
плунжерном насосе, что может вывести его из строя. При этом принято, что в
рабочем полуцикле Т/2 (вверх) максимальная скорость Vmax равна
максимальной скорости опускания штока. На участке разгона штока время t1
принято равным времени торможения t2 и составляет 0,1 о.е. от времени
полуцикла Т/2.
Аналогичные соотношения времени разгона и торможения будут и при
обратном (вниз) ходе штока, т.е. Vmax = V΄max.
При заданном числе циклов N и длине хода штока L средняя скорость
будет равна
60
2 NLVср
, (5.5)
Максимальная скорость штока определяется из условия равенства
площади трапеции на участке «0авс» и площади прямоугольника с высотой,
равной средней скорости. Следовательно, максимальная скорость связана со
средней следующим выражением
)(5,01 21
maxtt
VñðV
, (5.6)
101
Известно, что скорость движения магнитного поля в воздушном зазоре
ЦЛВД определяется частотой питающего напряжения – f и межполюсным
расстоянием – τ, которое неизменно в конкретном двигателе, и в нашем
случае равно
τ = 0,03 метра.
Рис. 5.14 Закон изменения скорости движения штока и рабочей частоты
ПЧ
В вентильном двигателе – ЦЛВД скорость электромагнитного поля
определяется выражением
fVэм 2 , (5.7)
В ЦЛВД скорость электромагнитного поля равна скорости штока
(принцип действия синхронной машины). Соответственно, максимальная
частота питающего напряжения, подаваемая на обмотки индуктора
двигателя, равна
2
maxmax
ЭМVf , (5.8)
102
Суммарное время цикла, соответственно, определится количеством
циклов за минуту и будет равно
Ntц
60 , (5.9)
Время полуцикла определяется простейшим выражением
205
tцt , (5.10)
Переход от относительных времен разгона - t1 и торможения - t2 к
реальному времени связан с временем полуцикла, т.е. рассчитываются в
следующем виде
0511 ttt р , (5.11)
0522 ttt р , (5.12)
Таким образом, перед запуском ЦЛВД предварительно необходимы
вычисления параметров управления Vср, Vmax, fmax, tц, t1p и t2p. При этом
достаточно знать технологические параметры системы ЦЛВД – насос, а
именно – L, N, t1, t2 и τ.
Разгон двигателя (движение вверх) происходит по рис. 5.14 на участке 0-
а при условии t < t1p,
при этом частота питающего напряжения нарастает согласно
выражению
tt
ff
p
1
max , (5.13)
Напряжение источника энергии – преобразователя частоты также
изменяется по нарастающему закону, т.е. равно
fUIRU зад 12 , (5.14)
где: R1 – сопротивление обмотки индуктора,
Iзад – ток индуктора прямого движения,
∆U – добавка напряжения на один герц частоты.
В конце разгона двигателя частота питающего напряжения равна
f = fmax, (5.15)
103
что соответствует началу участка равномерного движения (на рис. 5.14-
ав). На этом участке время находится в пределах
t1p < t < (t05 - t2p), (5.16)
а частота питающего напряжения неизменна и равна максимальной –
fmax.
Напряжение питания двигателя на этом участке также не изменяется.
Торможение двигателя (на рис.5.15-вс) осуществляется на участке
времени, когда время t находится в пределах
(t05 - t2p) < t < t05, (5.17)
При этом на данном участке торможения частота напряжения снижается
и будет равна
pt
ttff
2
05max )( , (5.18)
При заданном неизменном токе двигателя, но при уменьшаемой частоте,
напряжение питания также будет снижаться согласно 5.13. В точке «с» (рис.
5.14) частота равна нулю, но ток через обмотку протекает, что соответствует
окончанию рабочего полуцикла (движение вверх).
В момент времени t = t05 подается команда на реверс магнитного поля
ЦЛВД и начинается движение штока вниз. При этом используются
выражения (5.14), (5.16),(5.17),(5.18).
Процесс движения двигателя вниз (сde0) аналогичен движению вверх.
По истечению времени второго полуцикла в микропроцессорной системе
формируется команда на реверс магнитного поля ЦЛВД.
Таким образом, рабочий цикл закончился. Далее подается команда на
повтор цикла. При остановке двигателя возможно изменение
технологических параметров L, N, что соответствует изменению режима
работы системы ЦЛВД - насос с новой производительностью.
Расчет по приведенным выше формулам используется для создания
алгоритма управления ЦЛВД с помощью ПЧ.
104
5.6. Выводы по главе 5
1. В результате проведенного экспериментального исследования
получены результаты, необходимые для проверки адекватности
математической модели ЦЛВД. При сравнении расчетных и
экспериментальных угловых статических характеристик выяснилось, что
расчетное максимальное усилие оказалось выше на 5-20 процентов по
сравнению с экспериментально полученным в модуле ЦЛВД.
2. Погрешность расчетной модели и созданного модуля ЦЛВД растет
при уменьшении рабочего тока. При максимальном рабочем токе
погрешность равна 5%. При уменьшении рабочего тока она возрастает, но не
превышает 20 процентов.
3. Сравнение расчетных и экспериментальных угловых статических
характеристик показало, что погрешность расчета и эксперимента зависит от
положения вторичного элемента относительно индуктора.
4. В результате экспериментальных исследований, при снятии угловых
статических характеристик, модуля ЦЛВД было выявлено существование сил
тяжения вторичного элемента к индуктору, при неравномерном зазоре.
Увеличение сил тяжения приводит к уменьшению тягового усилия ЦЛВД за
счет увеличения сил трения. Это влияние подробно рассмотрено в главе 6.
5. При анализе экспериментальных характеристик модуля ЦЛВД
сделан вывод, что максимальное электромагнитное усилие достигается при
токе фаз в 30 А, угле θ = 90 градусов ( Δι = 15 мм) и составляет 3,25 кН.
6. В главе 5 представлен алгоритм управления приводом с помощью
микропроцессорной системы, необходимый для автоматизации ЦЛВД.
105
6. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТЯЖЕНИЯ МЕЖДУ
ИНДУКТОРОМ И ВТОРИЧНЫМ ЭЛЕМЕНТОМ НА УСИЛИЕ ЦЛВД
6.1. Взаимодействие между индуктором и вторичным элементом
ЦЛВД
Вторичный элемент имеет симметричное положение относительно
индуктора, т.е. горизонтальная ось вторичного элемента совпадает с осью
индуктора, а зазор между индуктором и вторичным элементом составляет
1,5 мм по всей длине. В этом случае результирующее усилие тяжения между
индуктором и вторичным элементом равно нулю. Концы вторичного
элемента выступают за пределы цилиндрического индуктора с обеих сторон
и закрепляются в подшипниках скольжения. В случае износа подшипников и
других причин, зазор между индуктором и вторичным элементом может быть
неравномерным, что приводит к появлению усилия тяжения к одной из
поверхностей индуктора. При этом шток вторичного элемента изгибается, и
этот факт приводит к еще большему изменению неравномерности рабочего
зазора. Неравномерность рабочего зазора приводит к появлению радиальных
усилий, которые притягивают вторичного элемент к индуктору. В результате
вторичный элемент смещается, и зазор с одной стороны будет равен нулю, а
с противоположной будет максимальным ( рис. 6.1).
В этом случае силы трения между индуктором и вторичным элементом
значительно увеличатся, так как они начинают соприкасаться, что приведет
к уменьшению силы на выходе штока и возникнет дополнительный износ
поверхностей индуктора и вторичного элемента [48, 95]. Поэтому расчет
усилий тяжения и задача его устранения является важной для получения
необходимых характеристик ЦЛВД.
Усилие тяжения приводит к значительным трудностям при сборке
ЦЛВД [55, 78], когда вторичный элемент вставляется в индуктор. При
одностороннем тяжении вторичный элемент становится на перекос и
106
притягивается к индуктору, при этом возникают большие тормозные силы
которые с трудом приходится преодолевать. Значительного ослабления силы
трения можно добиться с помощью специальных немагнитных центраторов,
которые устанавливаются на вторичном элементе на определенном
расстоянии друг от друга.
Диаметр центратора выбирается из условия Dц < (D2 +2δ) и D2 < Dц
чтобы при сборке зазор между индуктором и вторичным элементом
ограничивался центратором (рис. 1.4).
Произведем расчет усилия тяжения, обусловленного неравномерностью
зазора между индуктором и вторичным элементом.
Рис.6.1 Определение величины зазора δ в поперечном сечении ЦЛВД
107
На рис. 6.1 показано сечение ЦЛВД в поперечном направлении, когда
вторичный элемент полностью притянут к индуктору и зазор δmin=0, а зазор
δmах=3мм, т.е. вторичный элемент лежит на поверхности индуктора. Радиус
индуктора Rc=58, а вторичного элемента Rp=55, при этом центры радиусов
О1 и О2 будут сдвинуты на С=1,5мм по оси Y. Зазор δ в зависимости от угла
n будет определяться из треугольника О1, О2, Dр, стороны которых
обозначены Rp=b, a, с, и углы α, β, γ.
Согласно теоремы синусов имеем
с
sinγ=
b
sinβ=
a
sinα (6.1)
где β = 1800 – n, из (1) имеем
sinγ =C × sinβ
b (6.2)
α = 1800 – γ – β (6.3)
k =b
sinβ (6.4)
a = sinα×k (6.5)
Из геометрии согласно рис. 6.1 получаем зазор между индуктором и
вторичным элементом в зависимости от угла n.
δ = Rc – a (6.6)
На рис. 6.2 показаны секторы, на которые разбит диаметр индуктора,
всего 12 секторов. Угол n отсчитывается от оси Y и разбивается на 6
значений: 00, 300, 600, 900, 1200, 1500, которые определяют сектора разбивки
индуктора. На протяжении дуги сектора считаем зазор неизменным. Эти
зазоры рассчитываются по формулам (6.1- 6.6), для каждой разбивки и
показаны на диаметре индуктора.
Магнитные индукции в зазоре каждого сектора разбивки также
считаются неизменными.
108
Рис. 6.2 Разбивка диаметра индуктора на сектора
Относительная магнитная проницаемость индуктора и вторичного
элемента принимается равной бесконечности.
Согласно [4, 52] кривая размагничивания современных коэрцитивных
магнитов с большой зоной линейного участка, расположенной во втором
квадранте кривой размагничивания, и может быть для практических расчетов
заменена прямой вплоть до пересечения с осью Н. Значение Н0 дается в
справочнике и прямая проводится по двум точкам Н0 и Вr.
Упрощений, но достаточный для практических рекомендаций расчет
можно вести в соответствии с эквивалентной схемой цепи, изображенной на
рис. 6.3, в котором FM – МДС магнита
FM = H0*L0 (6.7)
109
Rм =H0×Lм
Br×Qм (6.8)
LM – длина магнита по направлению его намагничивания
QM – поперечное сечение
Br – остаточная индукция магнита
Рис. 6.3 Эквивалентная схема замещения магнитной цепи
Rδc =2×δ
µ×Qδ (6.9)
где Rδc – магнитное сопротивление воздушного зазора на половине
полюса
Qδc =π×Dp×l
2 (6.10)
Расчет магнитного потока и магнитной индукции в каждой секции
определяется на основании схемы замещения, показанной на рис. 6.3.
Ф =Fм
Rм+Rδ (6.11)
Магнитная индукция в зазоре каждого сектора
Bc =Ф0
𝑄𝛿 (6.12)
110
Согласно формулы Максвелла, сила притяжения между индуктором и
вторичным элементом в зазоре зависит от величины магнитной индукции в
каждом секторе по окружности диаметра индуктора.
𝐹вn =𝐵𝑐×𝐵𝑐×𝑆
2µ0
(6.13)
где S = mi × ι = 13,4 × 10−3 − площадь каждого сектора
Таблица 6.1 – расчет величины сил тяжения
Оси
сектора
Индукция
на концах
осей, Bc
Угол
оси α,
(граду
сы)
Силы на
концах
осей, H
Результирую
щие силы по
осям, 𝐹сn,
H
Результирую
щая сила по
оси Y, 𝐹yn ,
H n n’ Fвn Fвn’
B1-B1’ 0,836 0,615 0 3730 2017 1712,4 1712,4
B2-B2’ 0,794 0,628 30 3362 2175 1187 1057,5
B3-B3’ 0,756 0,66 60 3048 2323 725 426
B4-B4’ 0,71 0,71 90 2020 2020 0 0
B5-B5’ 0,66 0,756 120 2323 3048 725 426
B6-B6’ 0,628 0,794 150 2175 3362 1187 1057,5
Итого 𝐹т, 4679,4 H
Силы, действующие на концах осей направлены в разные стороны,
поэтому в соответствии с системой уравнений результирующие силы на
каждой оси равны
Fc1 = Fв1 – Fв1’ ; Fc2 = Fв2 – Fв2’ ;
Fc3 = Fв3 – Fв3’ ; Fc4 = Fв4 – Fв4’ ;
Fc5 = Fв5 – Fв5’ ; Fc6 = Fв6 – Fв6’ ; (6.14)
Составляющая усилия секции 𝐹c по оси Y
𝐹yn = 𝐹cn × cos (α) (6.15)
111
В результате находим силу тяжения 𝐹т ЦЛВД, возникающую по оси у
в соответствии с уравнением
𝐹т = ∑ 𝐹ynn1 (6.16)
Как показывает практика расчета магнитных систем с постоянными
магнитами, магнит ведет себя как источник потока, аналогично источнику
тока. Это связано с тем, что его внутреннее сопротивление значительно
больше всех магнитных сопротивлений магнитной цепи. В этом случае
влияние зазора на тяговое усилие не столь значительно по сравнению с
другими типами двигателей. В связи с этим принимаем допущение, что
расчет магнитной индукции производится при условии равномерного зазора
по длине окружности, равной зазору расчетной секции, и ведется по
формулам (6.7 - 6.12). В результате расчетов получаем величину силы
тяжения по уравнениям (6.13 - 6.16). Определение сил тяжения представлено
в таблице 6.1, и необходимо для расчета трения вторичного элемента об
индуктор.
Расчет показал, что величина силы тяжения равна 4,7 кН, прогиб
вторичного элемента превышает зазор, при этом возникают значительные
силы трения, приводящие к резкому падению усилия на вторичном элементе.
6.2 Модернизация ЦЛВД для устранения усилия тяжения и
повышения тягового усилия.
Изменение зазора между индуктором и вторичным элементом является
только одной из причин появления усилий тяжения. Также к увеличению
эффекта тяжения приводит и несимметрия конструкции индуктора, что
вызвано необходимостью изготовить продольный канал в ярме индуктора,
где соединяются катушки между собой, образуя трехфазную систему (рис.
5.2).
Это приводит к асимметрии радиального магнитного поля между
индуктором и вторичным элементом и как следствие к появлению
112
дополнительной силы тяжения. Из-за асимметрии радиального магнитного
потока вторичный элемент притягивается к индуктору, создавая
дополнительное механическое трение, уменьшающее тяговое усилие. Для
уменьшения трения и центрирования вторичного элемента в модуле был
добавлен промежуточный подшипник скольжения. Также для устранения
вредного эффекта тяжения была изменена конструкция индуктора.
Изменению подверглась конструкция канала индуктора для размещения
концов трехфазной обмотки. Вместо одного канала для всех трех фаз
изготовили три отдельных канала, для каждой фазы, с пространственным
смещением в 120 градусов в соответствии с рис. 6.4. Такое изменение
конструкции необходимо для более равномерного распределения
радиального магнитного поля. Это устраняет асимметрию поля и уменьшает
силу тяжения [92].
Рис. 6.4 Вариант индуктора с тремя симметричными пазами, каждый
под свою фазу
При несимметричной конструкции индуктора с одним каналом под
трехфазную обмотку происходят искажения магнитных потоков по
113
радиальной оси симметрии, что приводит к появлению дополнительной
силы тяжения. В связи с этим от такой конструкции решено было отказаться,
сделав новую конструкцию с тремя каналами для соединения катушек
двигателя. Также необходимо учитывать, что сила тяжения, воздействующая
на вторичный элемент, изменяется в зависимости от тока ЦЛВД. Чем
больше усилие на вторичном элементе и ток в обмотках, тем больше и сила
трения между индуктором и вторичным элементом.
В таблице 6.2 приведены данные экспериментально измеренных усилий
на вторичном элементе в зависимости от тока двигателя для двух
вариантов, F и F’. F – тяговое усилие модуля ЦЛВД без промежуточного
подшипника (рис. 5.2) , с одним каналом для фаз, и вариант модуля ЦЛВД
с одним промежуточным подшипником F’ (рис.6.4), с тремя симметричными
каналами, для трех фаз.
Таблица 6.2. - данные экспериментальных замеров усилий на вторичном
элементе от тока двигателя для двух вариантов конструкции: F для рис. 5.2.,
F’ для рис. 6.4.
№ 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
F F, кН 0,5 0,95 0,4 0,85 2,15 2,40 2,65 2,80 2,95 3,10
F’ F, кН 0,50 0,95 0,40 0,85 2,25 2,55 3,00 3,45 3,95 4,2
I, А 8 10 12,5 15 17,5 20 23 26 29 32
Согласно табл. 6.2 были построены зависимости тяговых усилий для
модуля ЦЛВД приведенных двух конструкций в зависимости от тока в
обмотках индуктора. Применение новой конструкции индуктора позволило
достичь значительного роста тягового усилия за счет уменьшения тяжения и
сил трения. Экспериментально измеренная разница тяговых усилий для двух
приведенных конструкций при токе 30 А составляет 1 кН. При этом видно,
что существенная разница усилий F и F’ возникает при токах более 16 А.
114
Графическое представление снятых замеров приведено на рис. 6.5.
В результате проведенных испытаний модуля ЦЛВД выяснилось что
тяга, развиваемая модулем, недостаточна для эффективного использования в
составе ПБЭНА для достижения практически необходимых характеристик и
массогабаритных ограничений, заданных техническим заданием.
Рис. 6.5 Усилие на вторичном элементе для двух конструкций: F и F’
По техническому заданию длина ЦЛВД в сборе, состоящего из 8-9
модулей, не должна превышать 12 метров. Такие ограничения связаны с
необходимостью использования стандартного оборудования для опускания
ПБЭНА в скважину, применяемого на промыслах. Важной задачей является
повышение удельного тягового усилия, что позволяет уменьшить реальную
длину двигателя, т.е. снизить его габариты. Уменьшение эффекта тяжения, за
счет введения промежуточных подшипников и применения трех каналов под
фазы индуктора, позволяет увеличить тяговое усилие, но есть и другие
способы. Наиболее рациональным видится увеличение электромагнитной
тяги на вторичном элементе.
115
Электромагнитная сила тяги, действующая на вторичный элемент
модуля ЦЛВД, может быть определена по формуле:
Fэм = α×A×Вб×l×π×d , (6.18)
где A – линейная тяговая нагрузка; α – коэффициент полюсного
деления;
Вб – магнитная индукция в зазоре; l – длина активной части индуктора;
d – внутренний диаметр индуктора.
Максимальное усилие 3 кН получено экспериментально при токе I =
30А. В этом случае линейная токовая нагрузка определяется по формуле
A = (Wk×I)/tz = 60×(103) A/м , (6.19)
где tz = 0,01 – зубцовое деление индуктора; Wk = 20 – число витков
катушки индуктора;
Коэффициент полюсного деления
α = в / τ , (6.20)
где в = 0,015 м – длина полюса вторичного элемента;
τ = 0,03 м – длина полюсного деления.
Магнитная индукция от постоянных магнитов в воздушном зазоре
экспериментального образца равна 0,66 Тесла, при этом остаточная
магнитная индукция используемых магнитов согласно данных завода
изготовителя составляет 1 Тесла.
Уменьшение индукции в зазоре до значения 0,66 Тесла связано с
параметрами магнитной системы. В этом случае, согласно формулы (6.18),
имеем величину тяги на вторичном элементе равной
F’эм = 0,5 × 60 × (103) × 0,66 × 0,92 × 3,14 × 0,056 = 3,27 кH,
где е = 0,92 м, d = 0,056 м.
Одним из путей повышения тягового усилия модуля ЦЛВД является
использование магнитов в тех же габаритах, но с индукцией 1,3 Т. В этом
случае получаем индукцию в зазоре, увеличенную пропорционально
увеличению индукции магнитов.
В”б = В’б × (В”м / В’м) , (6.21)
116
где, В”м = 1,3 Т – индукция новых магнитов; В’м = 1 Т – индукция
старых магнитов.
В результате получаем индукцию в зазоре с новыми магнитами равной
В”б = 0,66 × (1,3 / 1,0) = 0,859 Т.
Электромагнитная сила при использовании новых магнитов согласно
(6.18) равна
F”эм = 0,5 × 60 × (103) × 0,859 × 0,92 × 3,14 × 0,056 = 4,18 кН.
Таким образом, согласно расчетам по формуле (6.18) получено
электромагнитное усилие 3,27 кH при существующих магнитах с В’м = 1 Т,
что подтверждено проведенными экспериментами. С учетом силы трения
модуля 0,25 кН, которая также определена экспериментально, получим
тяговое усилие вторичного элемента
F’ = F’эм – Fтр = 3,27 – 0,25 = 3,02 кН.
При использовании новых магнитов с В”м = 1,3 Т
F” = F”эм – Fтр = 4,18 – 0,25 = 3,93 кН.
Следовательно, за счет применения новых магнитов получаем
увеличение тягового усилия на 3,93- 3,02 = 0,91 кН. При этом расчет
тягового усилия произведен для старой конструкции на рис. 5.2. В случае
применения конструкции на рис. 6.4 ожидается еще более значительное
повышение тягового усилия до значения 4,7-5,2 кН.
Также увеличение тягового усилия можно осуществить, в некоторых
пределах, за счет увеличения коэффициента полюсного деления α, согласно
(6.18).
Таким образом, при использовании новых магнитов с индукцией в 1,3
Тесла и новой конструкцией индуктора (рис. 6.4), возможно достичь
предъявляемых требований технического задания «с запасом» по размеру
усилий вторичного элемента без необходимости существенного изменения
конструкции ЦЛВД.
117
6.3 Выводы по главе 6
1. В главе представлена методика расчета силы тяжения, которая
возникает вследствие неравномерности зазора между вторичным элементом
и индуктором. Силы тяжения приводят к увеличению трения внутри
двигателя и уменьшают его тяговое усилие. Исследование показало, что
усилие тяжения значительно, и его необходимо учитывать.
2. На основе анализа величин сил тяжения был сделан вывод о
необходимости использования дополнительных подшипников скольжения,
чтобы не было касания индуктора и вторичного элемента в зазоре.
3. Для устранения вредного эффекта тяжения была изменена
конструкция индуктора. Изменению подверглась конструкция каналов ярма
индуктора для размещения концов трехфазной обмотки. В результате
конструкция индуктора стала осесимметричной (рис. 6.4). Такое изменение
конструкции необходимо для более равномерного распределения
радиального магнитного поля и уменьшения усилия тяжения.
4. Изменение конструкции индуктора на осесимметричную позволило
достичь роста усилия вторичного элемента на 1кН. При применении, в
перспективе, новых магнитов с индукцией в 1,3 Т возможно увеличение
усилия еще на 1кН. Все эти мероприятия позволяют достигнуть условий
технического задания заказчика.
118
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Необходимость высокого уровня добычи нефти в России, в условиях,
сложившихся в Мировом разделении труда, требуют вовлечения в
разработку месторождений с более сложными геологическими условиями.
Эти условия представляют собой многообразие факторов, осложняющих
добычу: повышение глубины скважин, уменьшение дебита существующих,
применение наклонных и горизонтальных скважин, добыча вязких нефтей с
высоким содержанием парафинов. Все эти факторы требуют разработки
новых эффективных способов добычи нефти, отвечающих современным
требованиям. Следовательно, разработка, создание и внедрение ПБЭНА на
базе ЦЛВД имеет не только научный интерес, но и важное хозяйственное
значение. Условия работы и требования, предъявляемые к вновь
проектируемым насосам скважинных установок, обуславливают применение
нетрадиционных решений. Исполнение добычных агрегатов предполагает
принятие специальных конструктивных решений, что влечет за собой
особенности при их проектировании и расчете. В результате проведенных
исследований и практических работ по теме ПБЭНА и ЦЛВД были получены
следующие результаты:
1. Обосновано применение ЦЛВД в качестве привода ПБЭНА,
вместо станка-качалки. Использование бесштанговой насосной установки
позволяет:
- снизить металлоемкость и затраты на строительные и монтажные
работы вследствие исключения станков, фундаментов, штанговых
колонн, затрат на подземные ремонты.
- уменьшить эмульгирование нефти в насосно-компрессорных
трубах.
- исключить промежуточные звенья привода ПБЭНА (колонны
штанг и станка-качалки).
119
- позволяет исключить в проектируемом приводе жесткие
ограничения по глубине спуска плунжерного насоса в скважину, которая
может достигать 3 км и более.
- вовлечь в разработку значительные запасы вязких нефтей в
России, имеющих высокое содержание парафинов, и того факта, что
объемы и интенсивность разработки этих месторождений в настоящее
время недостаточны. Следует признать весьма перспективным
разработку и освоение ПБЭНА на основе ЦЛВД.
2. Разработана математическая модель электромагнитных процессов в
модуле цилиндрического линейного вентильного двигателя. Модель
учитывает распределение магнитного поля в двигателе по всем трем
координатам и позволяет преобразовывать трехмерную геометрическую
модель к двухмерной по предложенным уравнениям. Это позволяет
проводить расчеты в течении несколько минут машинного времени ЭВМ,
вместо десятков часов при расчете классической трехмерной модели.
Ускорение расчета позволяет сделать многовариантное моделирование
ЦЛВД с расчетом большого количества точек статической угловой
характеристики, позволяющее выбрать конструкцию с наибольшим
удельным усилием, с приемлемыми затратами по времени.
3. Разработан алгоритм расчета электромагнитных процессов модуля
цилиндрического линейного вентильного электродвигателя. Алгоритм
совмещает численное моделирование электромагнитного поля на
двухмерной полевой модели (однородной по третьей оси) и геометрические
размеры двигателя с трехмерной вариацией поля (распределенной по всем
трем осям). Расчет полевой задачи ЦЛВД происходит с использованием
совместного применения двух методов, используемых последовательно в два
основных этапа:
120
- на первом этапе производят расчет на основе идеализированной
расчетной модели. Геометрическое трехмерное распределение
электромагнитного поля ЦЛВД приводят к двухмерному.
- на втором этапе производят расчет методом конечно-разностных
элементов на базе двухмерной эквивалентной модели ЦЛВД.
4. Проведен анализ возможных конструкций элементов индуктора и
вторичного элемента ЦЛВД. По результатам многовариантных расчетов
проведен выбор наиболее рациональной конфигурации магнитной системы
по параметру удельной величины тяги. В результате сопоставления
различных вариантов, была выбрана конструкция индуктора и вторичного
элемента, позволяющая получить максимальное тяговое усилие, при
заданном номинальном токе обмоток.
5. Сравнении расчетных и измеренных угловых статических
характеристик показало, что расчетное максимальное усилие оказалось выше
на 5-20 процентов по сравнению с экспериментально полученным в модуле
ЦЛВД. Погрешность расчетной модели и созданного модуля ЦЛВД растет
при уменьшении рабочего тока. При максимальном рабочем токе
погрешность равна 5%. При уменьшении рабочего тока она возрастает и не
превышает 20 процентов. При сравнении расчетных и измеренных угловых
статических характеристик видно, что погрешность расчетной модели
зависит от углового положения вторичного элемента.
6. Исследование макета ЦЛВД при снятии угловых статических
характеристик показало наличие эффекта тяжения вторичного элемента,
значительно влияющее на тяговое усилие в зависимости от тока в обмотках.
Эффект тяжения снижает усилие на вторичном элементе. В результате
расчетов получили величину силы тяжения вторичного элемента к
индуктору. Для уменьшения трения в модуле был добавлен промежуточный
подшипник скольжения. Устранение вредного эффекта тяжения реализовано
за счет изменения конструкции индуктора. Изменению подверглась
конструкцию каналов в ярме индуктора для размещения соединительных
121
проводов трехфазной обмотки. Такое изменение конструкции необходимо
для более равномерного распределения радиального магнитного поля и
снижению эффекта тяжения. Изменение конструкции индуктора позволило
достичь значительного роста усилий на штоке вторичного элемента.
7. Результаты данной работы использованы в ПНИПУ при разработке и
создании конструкций ЦЛВД в составе ПБЭНА на ПАО «Мотовилихинские
заводы». Подтверждена практическая возможность использования
погружного модуля ЦЛВД в качестве привода плунжерного насоса. Как
указывается в актах внедрения результатов работы, спроектированные и
изготовленные образцы, удовлетворяют поставленным требованиям
технического задания. ЦЛВД в составе ПБЭНА может быть эффективно
использован для отбора жидкости из скважин на большой глубине.
Перспективы дальнейшей разработки темы исследования
Разработанные в диссертации математические модели, алгоритмы и
методики расчета цилиндрических линейных вентильных двигателей и
полученные результаты исследования могут быть использованы при
оптимизации их конструкций и параметров. Достигнутые результаты служат
основой для расширения сфер применения цилиндрических линейных
вентильных двигателей в промышленности и в частности при добыче нефти
из скважин. В теоретическом плане развитие методик расчета связано с
применением преобразований трехмерных математических моделей к
двухмерным, в том числе, на основе стандартных математических пакетов.
Это позволяет в перспективе значительно ускорить машинные расчеты
моделей, требующих трехмерного расчета и применять настольные ЭВМ, без
необходимости использования суперкомпьютеров.
122
СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ
АД асинхронный двигатель
ВД вентильный двигатель
ДПТ двигатель постоянного тока
ДПР датчик положения ротора
КНН автоматизированная система управления ЦЛВД
КПД коэффициент полезного действия
НКТ насосно-компрессорные трубы для подъема жидкости
ПБЭНА погружной бесштанговый электронасосный агрегат
ПНУВП ПБЭНА производства КНР (Китай)
ПЧ преобразователь частоты
СД синхронный двигатель
ШНУ штанговая насосная установка, станок-качалка
ЦЛВД цилиндрический линейный вентильный двигатель
ЭП электропривод
УЦН установка погружных центробежных насосов с электроприводом
123
Список литературы
1. Абдулин Ф.С. Добыча нефти и газа / Ф.С. Абдулин. М.: Недра, 1983.
256 с.
2. Адонин А. Н. Добыча нефти штанговыми насосами / А.Н. Адонин. М.:
Недра, 1979. 425 с.
3. Адонин А.Н. Процессы глубиннонасосной добычи нефти / А.Н.
Адонин. М.: Недра, 1964. 263 с.
4. Альтман А. Б. Постоянные магниты: Справочник / А. Б. Альтман, и
др., Ред. Ю. М. Пятин. - 2-е изд., доп. и перераб. - M.: Энергия, 1980. 488 с.
5. Альтшуллер М. И. Регулируемый электропривод с вентильным
двигателем для погружных насосов нефтяных скважин / М. И. Альтшуллер,
Б. B. Аристов и др. // «Электротехника», 2001. №2. С.20-24.
6. Амосов А. А. Вычислительные методы для инженеров: Учеб. пособие /
А. А. Амосов, Ю. А. Дубинский, Н. B. Копченова. - М.: Высш. школа, 1994.
544 с.: ил.
7. Анго А. Математика для электро- и радиоинженеров / А. Анго. пер. с
фр. под общ. ред. К.С. Шифрина. М.: Наука, 1964. 772 с.
8. Аракелян А. К. Вентильный электропривод с синхронным двигателем и
зависимым инвертором / A. K. Аракелян, А. А. Афанасьев, М. Г. Чиликин,
Ред. М. Г. Чиликин. - М.: Энергия, 1977. 224 c.
9. Андреев В.В. Справочник по добыче нефти / В.В. Андреев, К.Р.
Уразаков, В. У. Далимов. Москва: Изд-во: ООО «Недра-Бизнесцентр», 2000.
374 с.
10. Аракелян А. К. Вентильные электрические машины и регулируемый
электропривод. В 2-х кн. Кн.1. Вентильные электрические машины / A. К.
Аракелян, А.А. Афанасьев. - М.: Энергоатомиздат, 1997. 509 с.
11. Арнольд Р. Р. Расчет и проектирование магнитных систем с
постоянными магнитами. - М.: Энергия, 1969. 184 с.: ил.
124
12. Архипов К.И. Справочник по станкам-качалкам / К.И. Архипов, В.И.
Попов, И.В. Попов. Альметьевск, 2000. 146 с.
13. Балагуров B. A. Электрические машины с постоянными магнитами /
B. A. Балагуров, Ф. Ф. Галтеев, Л. А. Ларионов. Ред. Ф. М. Юферов. - М. - Л.:
Изд-во «Энергия», 1964. 480 с.: ил.
14. Байбаков М. С. Алгоритм управления цилиндрическим линейным
вентильным двигателем с постоянными магнитами / Байбаков М. С.,
Ключников А.Т., Коротаев А.Д., Шутемов С.В. // Автоматизация в
электроэнергетике и электротехнике. 2015. Т.13. № 9. С.184-189.
15. Байбаков М. С. Система управления цилиндрического вентильного
двигателя возвратно-поступательного движения / М. С. Байбаков, А. Д.
Коротаев, А. Т. Ключников, С. В. Шутемов // Информационно-
измерительные и управляющие системы. 2015. Т. 13. № 9. С 64-69.
16. Беляев Е.Ф. Дискретно-полевые модели электрических машин: учеб.
пособие. Ч. I, II / Е.Ф. Беляев, Н.В. Шулаков. Пермь: Изд-во Перм. гос. техн.
ун-та, 2009. 457 с.
17. Бинс К. Анализ и расчет электрических и магнитных полей / К. Бинс,
П. Лауренсон. - М.: Энергия, 1970. 376с.
18. Богданов А. А. Погружные центробежные электронасосы для добычи
нефти / А. А. Богданов. - М.: Недра, 1986. 272с.
19. Брынский Е.А. Электромагнитные поля в электрических машинах /
Е.А. Брынский, Я.Б. Данилевич, В.И. Яковлев. Л.: Энергия, 1979. 176 с.
20. Бурмакин А. М. Низкоскоростной дугостаторный асинхронный
двигатель для станков-качалок малодебитных нефтяных скважин: 05.09.01. -
Электрические машины: Диссертация кандидата технических наук / А. М.
Бурмакин, Ур. федер. ун-т имени первого Президента России Б.Н. Ельцина. -
Екатеринбург, 2011. 166 с.: ил.
21. Бэетрэу С. А. Бездатчиковое управление вентильным двигателем / С. А.
Бэетрэу, А. Т. Ключников, А. Д. Коротаев, А. М. Мирзин, С. В. Шутемов //
Материалы краевой научно-технической конференции "Автоматизированные
125
системы управления и информационные технологии", 22 мая 2013 г. - Пермь:
Изд-во ПНИПУ, 2013. С. 352-360.
22. Вирновский А.С. Теория и практика глубиннонасосной добычи нефти /
А.С. Вирновский. М.: Недра, 1982. 267 с.
23. Вишняков С. B. Расчет электромагнитных полей с помощью
программного комплекса ANSYS: Учебное пособие по курсу "Теория
электромагнитного поля" по направлению "Информатика и вычислительная
техника" / С. В. Вишняков, Н. М. Гордюхина, Е. М. Федорова, Ред. Ю. А.
Казанцев, Московский энергетический институт (ТУ). - М.: Изд-во МЭИ,
2003. с. 100.
24. Вольдек А.И. Электрические машины. Учеб. для студ. втузов / A.И.
Вольдек. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергия, 1974. 840 с.
25. Гейман М. А. Бесштанговая насосная эксплуатация / М. А. Гейман //
Нефтяное хозяйство, 1945, №11-12, С.18-21.
26. Гинзбург М. Я. Вентильные приводы УЭЦН - энергоэффективная
техника нефтедобычи / М. Я. Гинзбург, В. И. Павленко // «Нефтесервис»,
2006. №4. С.66-69.
27. Гинзбург М. Я. Привод УЭЦН на основе вентильного двигателя / М. Я.
Гинзбург, В. И. Сагаловский // Тезисы доклада VI горно-геологического
форума. С-Пб. 17-18 ноября 1998 г., С. 134-135.
28. Гольдберг О. Д. Испытание электрических машин / О. Д. Гольдберг.
Учеб для вузов. 2-е изд., испр. - М.: Высш. школа, 2000. 255 с.: ил.
29. Гольдберг О. Д. Переходные процессы в электрических машинах и
аппаратах и вопросы их проектирования: Учеб. пособие для вузов / О. Д
Гольдберг, О. Б. Буль, И. С. Свириденко, С. П. Хелемская. Под ред.
Гольдберга О. Д. - М.: Высш. школа, 2001. 512 с.: ил.
30. Гольдберг О. Д. Проектирование электрических машин / О. Д.
Гольдберг, Я.С. Гурин, И.С. Свириденко. М.: Высш. шк, 1984. 431 с.
126
31. Грайфер В.И. Оптимизация добычи нефти глубинными насосами / В.
И. Грайфер, С. Б. Ишемгужин, Г. А. Яковенко. Казань: Таткнигоиздат, 1973.
213 с.
32. Гульков Г. И. Системы автоматизированного управления
электроприводами: Учеб. пособие / Г. И. Гульков, Ю. Н. Петренко, Е. П.
Раткевич, О. Л. Симоненкова. Под общ. ред. Ю. Н. Петренко. - М.: Новое
знание, 2004. 384 с.: ил.
33. Девликамов В. В. Интенсификация работы глубиннонасосных скважин
/ В. В. Девликаов, С. Л. Олифер, Г. Н. Конышенко. Уфа: Башкнигоиздат,
1970. 71 с.
34. Дианов А. Н. Бездатчиковая система управления вентильным
двигателем / А. Н. Дианов, В. Ф. Козаченко, В. Н. Остриров, А. М. Русаков //
IV Международная (XV Всероссийская) конференция по
автоматизированному электроприводу, 14-17 сентября 2004 г.,
Магнитогорск. С. 194 - 199.
35. Зенкевич О. Конечные элементы и аппроксимация / О. Зенкевич, К.
Морган.: Пер. с англ. - М.: Мир, 1986. 318 с.: ил.
36. Зечихин Б.С. Расчетные коэффициенты синхронных машин с
редкоземельными магнитами / Б. С. Зечихин, С. В. Журавлев, Д. А. Ситин //
Электричество, 2009, №3. C. 35-40.
37. Иванов-Смоленский A.B. Метод проводимостей зубцовых контуров и
его применение к электромагнитному расчету ненасыщенной электрической
машины с двусторонней зубчатостью сердечников // Электричество. 1976.
№9. С. 18-28.
38. Иванов-Смоленский А. В. Универсальный метод расчета
электромагнитных процессов в электрических машинах / А. В. Иванов-
Смоленский, Ю. В. Абрамкин, А. И. Власов [и др.]. Ред. А. B. Иванов-
Смоленский. - М.: Атомэнергоиздат, 1986. 216 с.: ил.
127
39. Иванов-Смоленский А. В. Электромагнитные силы и преобразование
энергии в электрических машинах: Учеб. пособие для вузов пo спец.
«Электромеханика». - М.: Высш. школа, 1989. 312 с.: ил.
40. Ивановский В.Н. Скважинные насосные установки для добычи нефти /
В.Н. Ивановский, В.И. Дарищев, А.А. Сабиров. М.: ГУП, Нефть и газ, РГУ
нефти и газа им. И. М. Губкина, 2002. 824 с.
41. Ивановский В. Н. Оборудование для добычи нефти и газа. - М: Нефть и
газ, 2002. 769с.
42. Кириллов С. В. Разработка синхронных вентильных электродвигателей
с постоянными магнитами с пониженным уровнем зубцовых реактивных
моментов: 05.09.01 - Электрические машины: Диссертация кандидата
технических наук / С. B. Кириллов, Московский энергетический институт
(МЭИ). - М., 1992 . 145 с.
43. Ключников А.Т. Моделирование цилиндрического линейного
вентильного двигателя / А. Т. Ключников, А. Д. Коротаев, С. В. Шутемов //
Электротехника. 2013. № 11. С. 14-17.
44. Ключников А.Т Цилиндрический линейный вентильный
электродвигатель для погружного бесштангового насоса / А.Т. Ключников,
А.Д. Коротаев, Н.В. Шулаков, С.В. Шутемов // I Международная научно-
техническая конференция «Автоматизаци в электроэнергетике и
электротехнике», 24-25 сентября 2015 г., Пермь. С. 158-162.
45. Кононенко Е. B. Синхронные реактивные машины / Е. B. Кононенко.
М.: Энергия, 1970 . 208 c.
46. Копылов И. П. Математическое моделирование электрических машин.
Учебник для вузов по специальности «Электромеханика». 2-е изд., перераб. и
доп. - М.: Высш. шк., 1994. 318с.: ил.
47. Копылов И. П. Проектирование электрических машин / И.П. Копылов,
Б.К. Клоков, В.П. Морозкин. Изд. 3-е, испр. и доп. М.: Высш. шк, 2002. 757
с.
128
48. Коротаев А. Д. Поперечные усилия в линейных асинхронных
двигателях / А.Д. Коротаев // Электрические машины и электромашинные
системы: Межвуз. сб. науч. тр. / Перм. политехн. ин-т. Пермь, 1987. С. 13-18.
49. Коротаев А. Д. Экспериментальные исследования цилиндрического
линейного вентильного электродвигателя / А. Д. Коротаев, Н. В. Шулаков,
С.В. Шутемов // XIV Международная научно-техническая конференция
«Актуальные проблемы энергосберегающих электротехнологий», 17-20
марта 2014 г., Екатеринбург. C. 198-200.
50. Круминь Ю. К. Основы теории и расчета устройств с бегущим
магнитным полем / Ю.К. Круминь. Рига: Зинатне, 1983. 278 с.
51. Кузьмичев Н. П. Пути решения основных проблем механизированной
добычи нефти // «Территория нефтегаз», 2005. № 10.
52. Ледовский А. Н. Электрические машины c высококоэрцитивными
постоянными магнитами. - M.: Энергоатомиздат, 1985. - 168 с.: ил.
53. Ломакин А. А. Центробежные и осевые насосы / А. А. Лемакин. 2-е
изд., перераб. и доп. - Л.: Машиностроение, 1966. 364 с.
54. Милюша И. В. Разработка преобразователя частоты каскадного типа
для двигателя погружного насоса / И. В. Милюша, А. М. Мирзин, А. Д.
Коротаев, С.В. Шутемов // Современные проблемы науки и образования.
2013. № 6. 882.
55. Мирзин А.М. Усилие тяжения цилиндрического линейного
вентильного двигателя с постоянными магнитами между статором и
вторичным элементом / А. М. Мирзин, А. Д. Коротаев, С. В. Шутемов //
Современные проблемы науки и образования. 2013. № 6. 883.
56. Мишин Д. Д. Магнитные материалы: Учеб. пособие. - М.: Высш.
школа, 1981 - 335 с.: ил.
57. Мищенко И. Т. Скважинная добыча нефти: учеб. пособие / И.Т.
Мищенко. Москва: Изд-во "Нефть и газ" РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина,
2003. 816 с.
129
58. Мухаметзянов А. К. Добыча нефти штанговыми насосами / А. К.
Мухаметзянов, И. Н. Чернышов, А. И. Липерт, С.Б. Ишемгужин. М.: Недра,
1993. 352 с.
59. Нефть новой России. Ситуация, проблемы, перспективы / Общ. ред. В.
Ю. Александров, Российская академия естественных наук (РАЕН). - М.:
Древлехраиилище, 2007. 688 с.
60. Овчинников И. Е. Вентильные электрические двигатели и привод на их
основе (малая и средняя мощность) / И. Е. Овчинников: Курс лекций. СПб.:
КОРОНА-Век, 2007. 336 с.: ил.
61. Овчинников И. Е. Закономерности проектирования вентильных
двигателей с постоянными магнитами для станков с чпу и других
механизмов / И. Е. Овчинников, Н. П. Адволоткин. Электротехника, 1988,
№7. С.59-65
62. Огарков Е.М. Выбор электродвигателя при переводе скважины из
циклического режима работы в непрерывный / Е.М. Огарков, А.М. Бурмакин
// Проблемы комплексного освоения месторождений природных ископаемых
в Пермском крае: Материалы краевой научно-технической конференции
студентов, аспирантов и молодых учёных / Перм. гос. техн. университет.
Пермь: ГОУ ВПО, 2007. С. 236-238.
63. Огарков Е. М. Квазитрехмерная теория линейных асинхронных
двигателей / Е.М. Огарков. Перм. гос. техн. ун-т. Пермь, 2003. 240 с.
64. Огарков Е. М. Определение главных размеров линейных асинхронных
электродвигателей с односторонним индуктором / Е. М. Огарков, С. В.
Шутемов, А. М. Бурмакин // Известия высших учебных заведений.
Электромеханика. 2014. №4. С. 97-100.
65. Окунеева Н. A. Математическая модель электромагнитных процессов в
вентильном двигателе / Н. A. Окунеева, А. М. Русаков, А. Н. Соломин, И. В.
Шатова // «Вестник МЭИ»‚ 2007. №3. С.33-40.
66. Окунеева Н. А. Разработка и исследование электропривода для
нефтедобывающих насосов с погружным магнитоэлектрическим двигателем:
130
05.09.03. - Электротехнические комплексы и системы: Диссертация
кандидата технических наук / Н. А. Окунеева, Моск. энергет. ин-т. - Москва,
2008. 204 с.: ил.
67. Плахтына Е. Г. Математическое моделирование электромашинно-
вентильных систем. - Львов : Вища шк. / Изд-во при Львов. ун-те, 1986. -
164с. : ил.
68. Постников И.М. Проектирование электрических машин / И.М.
Постников. Киев: Государственное Издательство технической литературы
УССР, 1952. 736 с.
69. Сагаловский В. И. Комплектный регулируемый привод погружных
электроцентробежных насосов на основе вентильного электродвигателя для
добычи нефти (КП ЭЦП-ВД): Материалы совещания главного управления по
добыче нефти и газа по вопросу «Повышение эффективности работы
механизированного фонда скважин ОАО «ЛУКОЙЛ». Москва, 20-23
октября, 1998 г.,147-154 c.
70. Самарский А. А. Численные методы математической физики / А. А.
Самарский, А. B. Гулин. - М.: Научный мир, 2000. 316 с.
71. Свечарник Д.В. Линейный электропривод / Д.В. Свечарник. М.:
Энергия, 1979. 152 с.
72. Семенов В. В. Линейный асинхронный двигатель плунжерного насоса
со вторичным элементом, совмещающем функции рабочего тела и
управления: 05.09.01. - Электрические машины: Диссертация кандидата
технических наук / В. В. Семенов, Ур. федер. ун-т имени первого
Президента России Б.Н. Ельцина. - Екатеринбург, 1982. 329 с.: ил.
73. Сергеев П. С. и др. Проектирование электрических машин / П.С.
Сергеев, Н.В. Виноградов, Ф.А. Горяинов. Изд. 3-е, переработ. и доп. М.:
Энергия, 1969. 632 с.
74. Сильвестер П. Метод конечных элементов для радиоинженеров и
инженеров-электриков: пер. с англ. / П. Сильвестер, Р. Феррари. - М.: Мир,
1986. 229 с.
131
75. Сипайлов Г. А. Математическое моделирование электрических машин
(АВМ): Учебное пособие для вузов по специальности "Электрические
машины" /Г. А. Сипайлов, А. В. Лоос. - М.: Высш. школа, 1980. 176 с.
76. Соколов М.М. Электропривод с линейными двигателями / М. М.
Соколов, Л.К. Сорокин. М.: Энергия, 1974. 136 с.
77. Соколовский Г.Г. Электроприводы переменного тока с частотным
управлением. М.,: «Академия», 2006. 272 с.
78. Стадник И. П. Синтез и оптимизация сборных роторов из
высококоэрцитивных постоянных магнитов и систем для их намагничивания
/ И. П. Стадник, А. И. Гриднев, Н. И. Клевец, Н. А. Калин, Л. К. Горская //
Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт. - 1987. № 6. С. 121-128.
79. Судаков А.И. Развитие возможностей вероятностно-статистических
методов достоверной идентификации длительных переходных процессов
мощных синхронных машин в опытах гашения поля / А. И. Судаков Е. А.
Чабанов, Н. В. Шулаков, С. В. Шутемов // Интеллектуальные системы в
производстве. 2013. №2(22). С. 213-220.
80. Состояние штанговой глубиннонасосной эксплуатации нефтяных
скважин за рубежом: обзор зарубежной литературы. Сер. Нефтепромысловое
дело. – М: ВНИИОЭНГ , 1976. 52 с.
81. Справочник по добыче нефти. / Под ред. проф. И. М. Муравьева. – М:
Гостоптехиздат, 1959, т.2. – 591 с.
82. Хейгеман Л., Янг Д. Прикладные итерационные методы: Пер. с англ.
м.: Мир,1986. 448с.
83. Чиликин М. Г. Основы автоматизированного электропривода.: Учеб.
пособие для вузов / М. Г. Чиликин, М. М. Соколов, В. М. Терехов, А. B.
Шинянский. - М.: «Энергия», 1974. 568 c.: ил.
84. Численные методы анализа электрических машин / Peд. Я. Б.
Данилевич. - Л.: Наука: Ленинградское отделение, 1988. 224 с.: ил.
132
85. Шимчак И.В. Инновационные конструкции магнитных систем
синхронных машин с постоянными магнитами.- Электричество, 2009, №9.
С.37-44.
86. Шулаков Н.В. Метод расчета электромагнитных процессов в
цилиндрическом линейном вентильном двигателе / Н. В. Шулаков, С. В.
Шутемов //Электротехника. 2014. № 11. С. 18-22.
87. Шулаков Н. В. Метод расчета электромагнитных процессов в
цилиндрическом линейном вентильном двигателе / Н. В. Шулаков, С. В.
Шутемов // I Международная научно-техническая конференция
«Автоматизация в электроэнергетике и электротехнике», 24-25 сентября
2015 г., Пермь. С. 163-169.
88. Шулаков Н. В. Применение цилиндрического линейного вентильного
двигателя в качестве привода плунжерных нефтедобывающих агрегатов / Н.
В. Шулаков, С. В. Шутемов // II Международная научно-техническая
конференция «Автоматизация в электроэнергетике и электротехнике», 21-22
апреля 2016 г., Пермь. С. 161-167.
89. Шулаков Н. В. Перспективы использования цилиндрического
линейного вентильного двигателя в качестве привода плунжерных
нефтедобычных агрегатов. / Н. В. Шулаков, С. В. Шутемов //
Фундаментальные исследования 2016. № 12. Т. 4. С 795-799.
90. Щелкачев В. H. Отечественная и мировая нефтедобыча. История
развития, современное состояние и прогнозы / B. Н. Щелкачев, Российский
государственный университет нефти и газа им. И.М. Губкина. - М.: Ин-т
компьют. исслед., 2002. 132 c. - Современные нефтегазовые технологии.
91. Щелыкалов Ю. Я. Математическое моделирование и автоматизация
расчетов полей в электрических машинах и трансформаторах: 05.09.01 -
Электрические машины: Диссертация доктора технических наук / Ю. Я.
Щелыкалов, Ивановский энергетический институт им. В.И. Ленина. -
Иваново, 1986 . - 490 с. Прил.: Автореферат
133
92. Шутемов С. В. Исследование цилиндрического линейного вентильного
электродвигателя для погружного бесштангового насоса. / С. В. Шутемов //
Фундаментальные исследования 2016. № 12. Т. 4. С 800-805.
93. ELCUT. Руководство пользователя. ПК TOP; С-Пб.‚ 1989-2005, http:
// elcut.ru
94. Alves M.F. Single-Sided Linear Induction Motor with Magnetic Material in
the Secondary / M.F. Alves, P.E. Burke // IEEE Conference Record of IAS/1973,
Eighth Annual Meeting, Milwaukee, Wisconsin, U.S.A., 8-11 October 1973. Р.
321-329.
95. 40. Electronic Control of Switched Reluctance Machines / Edited by T. J. Е.
Міllеr. Newnes, 2001, 272 p.
96. Lawrenson P. J., Stephenson J. M. Variable-speed Switched Reluctance
Motors // IEE Proc., vol. 127, Pt. B N4, June 1980. P. 253 - 265 р.
97. Pohl R. Theory of Pulsating-Field Machines. J. lEE. 1946, vol. 93, pt. 2. No.
31, Р. 31-40.
98. Rischmuller H. Die Forderung mit hochstufigen electrischen
Tauchkreiselpumpen. – Erdoel – Erdgas – Zeitschrift, 82,Jg., Marz, 1966, s. 90-99.
134
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
Нефтедобычной агрегат ПБЭНА с составными частями
В комплект ПБЭНА входят: наземная станция управления, НКТ-73 мм
(60 мм), силовая кабельная линия, корпус невставного насоса (НН-44, НН-38,
НН-32), сменный плунжер насоса, привод ЦЛВД и вставной насос с
замковой опорой, установленный на НКТ 73 мм.
Комплект оборудования должен соответствовать предъявляемым
требованиям:
- работать от промышленной электрической сети напряжением 660-1000
В;
- усилие на плунжере насоса не менее 35 кН (3,5 тс).
- ход плунжера насоса от 1,2 м до 2,0 м;
- теоретическая среднесуточная подача пластовой жидкости при ходе
плунжера 2 м для насоса с диаметром плунжера 45 мм: min 1,0 м3/сут.;
max 27,0 м3/сут.
- число двойных ходов от 1до 10 в минуту при бесступенчатой
регулировке с пульта управления;
- продолжительность непрерывной эксплуатации не менее 730 суток и
срок полезного использования до капитального ремонта 1095 суток;
- обеспечивать бесперебойную работу в скважинах с внутренним
диаметром канала 130 мм, при темпе набора кривизны 2 градусов на 10
метров;
- должен собираться специальным оборудованием обслуживающей
организацией, сертифицированной заводом-изготовителем.
ПБЭНА состоит из следующих основных частей, представленных на
рисунке:
- цилиндрического линейного вентильного двигателя (ЦЛВД)
состоящего из корпуса, который должен обеспечивать защиту индуктора
135
ЦЛВД от механических повреждений, герметичность от попадания
пластовой жидкости и посторонних частиц внутрь двигателя.
Необходимо обеспечить герметичное соединение погружного плоского
кабеля с обмотками индуктора, который должен создавать бегущее
магнитное поле, вторичного элемента возвратно-поступательного действия с
резьбой на одном конце для соединения со штоком плунжерного насоса;
- гидрозащиты, которая должна компенсировать изменение объема
рабочей жидкости внутри ЦЛВД и герметично соединяться с ним;
- модернизированного плунжерного насоса, обеспечивающего откачку
пластовой жидкости;
- системы управления и контроля, которая должна автоматически
регулировать работу ЦЛВД обеспечивая оптимальный коэффициент
наполнения насоса (КНН);
- переводников и муфт, обеспечивающих собираемость отдельных
частей привода между собой и с колонной НКТ.
- отдельные секции ПБЭНА должны быть не более 8 метров в длину и
800 кг по массе;
Диаметр наружный ПБЭНА 118 мм, длина 8 метров, длина насоса
в сборе 5 метров. Габариты аналога из КНР – диаметр 110 мм, длина 6,2 –
9,8 метров, ход вторичного элемента 1,23 метра. Единственным аналогом
разрабатываемой системы привода в настоящее время является устройство,
запатентованное и изготовленное в КНР.
Технико-экономические требования к ПБЭНА
1. Ориентировочная стоимость установки ПБЭНА в комплекте
составляет 1,2 - 1,5 миллиона рублей.
2. При двигателе 30 кВт для добычи 10 кубических метров нефти
нужно затратить 135 кВт*час электроэнергии в сутки.
3. КПД насоса около 60 процентов.
4. Двигатель может находиться в неподвижном состоянии (режим
позиционирования) длительное время.
136
5. С помощью системы управления можно будет регулировать
частоту двойных ходов и длину хода.
6. Набор кривизны 2 градуса на 10 метров для сборки двигателя
диаметром 117 мм и длинной до 15 метров не критичен и преодолевается за
счет зазора и упругих деформаций.
7. Стоимость привода в серийном производстве не должна
превышать стоимость производства станка качалки СКД-8 с комплектом
штанг, плунжерным насосом без учета фундамента и монтажных работ.
137
Таблица сравнения основных параметров проектируемого привода с
ближайшими аналогами.
Наименование
показателя
Аналог
ПНУВП
пр-во КНР
Проекти-
руемый
ПБЭНА-
00.000
Станок качалка
СКД-8-3-4000,
(без
фундамента)
Рабочее
напряжение, В.
660-1000 660-1000
(380 для
макета)
380
Внутренний диаметр
обсадной трубы, мм.
122 130 130
Максимальная
глубина спуска, м.
3000 3000 1500
Масса, кг. н/д 1500 16970
Обеспечение хода
плунжера насоса, м.
1,23 1,2 – 2,0 1,2 – 3
Обеспечение числа
двойных ходов насоса в
минуту.
0,1-8 1 – 10 5 – 12
Создаваемое усилие,
тонн не менее.
2,4 – 3,5 3,5 8
КПД 0,6 – 0,9 0,55 –
0,65
0,2 – 0,5
Мощность привода, кВт. 30 30 30
Стоимость, руб. н/д н/д 1200394
Неоспоримое преимущество ПБЭНА и ПНУВП перед СКД-8-3 в
отсутствии износа в процессе эксплуатации колонны НКТ и отсутствие
колонны штанг.
138
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Сведения о реализации результатов работы
139
