1、书书书第 16 卷 第 7 期2012 年 7 月电 机 与 控 制 学 报ELECTRIC MACHINES AND CONTROLVol. 16 No. 7July 2012潜油电机设计方法研究及验证徐永明 ， 孟大伟 ， 沙亮( 哈尔滨理工大学 电气与电子工程学院 ， 黑龙江 哈尔滨 150080)摘 要 : 潜油电机是一种立式工作的特殊三相异步电动机 ， 其结构细长 ， 定转子采用分段结构 ， 每两段定转子之间分别装有隔磁段和扶正轴承 。显然普通三相异步电机的设计方法难以适用于潜油电机 。修正了潜油电机端部漏抗和隔磁段漏抗的计算方法 ， 并采用流体力学的基本理论 ， 推导出了转子与润滑
2、油之间的油摩损耗的计算公式 ， 计算了扶正轴承中的涡流损耗 ， 改进了潜油电机的设计方法 。设计制造了两台样机 ， 一台装有隔磁段 ， 另一台没有隔磁段 ， 旨在考核分段处结构对电机电磁参数和性能指标的影响 。实验结果验证了所改进设计方法的正确性 ， 同时得到隔磁段对电磁参数和性能存在较大影响 ， 设计时应充分考虑 。关键词 : 潜油电机 ; 隔磁段 ; 端部漏抗 ; 电磁参数 ; 油摩损耗 ; 涡流损耗中图分类号 : TM 302 文献标志码 : A 文章编号 : 1007449X( 2012) 07007205Research and verification of design meth
3、od for submersible motorXU Yong-ming， MENG Da-wei， SHA Liang( School of Electrical and Electronic Engineering， Harbin University of Science and Technology， Harbin 150080， China)Abstract: Submersible motor is a kind of vertical three-phase asynchronous motor The stator and rotorare slender and separa
4、ted， and the gap is full of special lube oil The rotor includes several cage-type ro-tor units; there is bearing between every two units; corresponding to the rotor bearing， there are magneticisolated segments in the stator core Obviously， common calculation method for general three-phase asyn-chron
5、ous motor is not completely suitable for submersible motor The calculation methods of the leakagereactance in end and the leakage reactance in magnetic isolated segment of submersible motor were cor-rected in the paper The calculation formula of friction loss between rotor and lubricating oil was de
6、rivedby a combination of basic theory of hydrodynamics The eddy loss of rotor bearing was calculated andthen the design method of submersible motor was improved Two simulation models， one with magnetic i-solated segment and the other without， were designed and manufactured in this paper The influenc
7、e ofmagnetic isolated segment on parameters and performance of submersible motor is great， which can be as-sessed by the experiment data The correctness of the modified design method is verified by the experi-mental resultsKey words: submersible motor; magnetic isolated segment; end leakage reactanc
8、e; electromagnetic pa-rameter; lubricating oil friction loss; eddy-current loss收稿日期 : 2012 03 26基金项目 : 黑龙江省科技攻关项目 ( GZ11A203)作者简介 : 徐永明 ( 1979) ， 男 ， 博士 ， 副教授 ， 研究方向为特种电机设计及电力变压器热问题 ;孟大伟 ( 1956) ， 男 ， 博士 ， 教授 ， 博士生导师 ， 研究方向为特种电机设计与优化 ;沙 亮 ( 1987) ， 男 ， 硕士 ， 研究方向为特种电机设计 。通讯作者 : 徐永明0 引 言我国油田开采已经进入中后期
9、， 游梁式抽油机耗费钢材多 ， 并且难以适应水平井 、丛式斜井和稠油井 ， 而潜油电机驱动的无杆采油以其使用材料少 、节约能源 、能适应各种复杂的井况 、能达到高扬程大排量等优势越来越受到各大油田的欢迎 ， 尤其是海上油井 1 3。潜油电机作为整个潜油电泵机组的动力机 ， 是保障整个机组正常运转的关键部分 。潜油电机的性能不仅影响电泵机组的寿命 ， 同时还影响原油产量和采油成本 4。本文结合工程实际 ， 修正了潜油电机设计方法 。设计制造了实验样机 ， 通过对其型式实验验证了修正的设计方法的准确性 。1 潜油电机的特殊机构潜油电机是一种立式工作于油井 1 000 m 以下的特殊三相异步电动机
10、， 结构细长 5 8， 如图 1 所示 。为了安全可靠运行 ， 潜油电机定转子都采用分段结构 。转子由很多独立的鼠笼转子单元构成 ， 两个转子单元之间装有扶正轴承 。对应的定子位置是由铜叠片构成的隔磁段 。气隙充满润滑油 。电机转轴内部空心 ， 轴上开孔可与气隙相连 。潜油电机正常运行时 ， 密封在电机内部的润滑油随着转子带动打油叶轮高速旋转 ， 将气隙中的电机润滑油通过转轴的径向油孔压入转轴的空心腔内 ， 再从其上端出口再流回到气隙中去 。这样形成了一个闭合的油路循环系统 9 10。止推轴承装在潜油电机的上接头内 ， 承受电机转子的重量和由于电机转轴偏置引起的径向拉力 。1隔磁段；2定子铁心
11、；3扶正轴承；4气隙；5转子铁心；6注油阀；7止推轴承；8电缆孔。7 8 1 2 3 456图 1 潜油电机结构示意图Fig 1 Structure sketch map of submersible motor以往潜油电机设计多采用普通感应电机的设计方法 。而事实上由于定子隔磁段和转子扶正轴承的存在 ， 必然会对潜油电机的电磁参数产生较大影响 ，进而对潜油电机性能产生影响 11。必须对现有设计方法研究改进 ， 总结适合潜油电机结构特点的设计方法 。2 潜油电机参数与性能计算修正方法2. 1 等效铁心长潜油电机轴向上有十几个甚至几十个隔磁段 ，电机铁心等效长度应考虑到因隔磁段而引起的损失宽度
12、， 即lef= l nv1bv1+2， ( 1)式中 : l 为铁心长 ; nv1为定子隔磁段数 ; bv1为考虑边缘效应后的等效隔磁段长度 ， 类似于中大型电机径向通风道的损失宽度 ; 为单边气隙长度 。净铁心长为l = kfe( l nv1bv1) ， ( 2)式中 : kfe为铁心叠压系数 。2. 2 端部漏抗潜油电机定子隔磁段对电抗的影响计入隔磁段漏抗 ， 其绕组端部漏抗仍可采用传统的计算方法 12。潜油电机的转子是由多个独立的笼型转子单元构成 ， 因此相当于增加了转子端部 。再考虑转子扶正轴承的影响 ， 通过大量实验数据的统计分析得到修正系数 ， 最终潜油电机转子的端部漏抗的计算公式
13、为XE2=( nv+1) +1nv+10. 757( lef l1)DRpCx+0. 757( lef l1)lB lt21. 13+DR( )pCx。 ( 3)式中 : 为通过实验统计平均值得到的修正系数 ， 潜油电机中 = 0. 87; nv为潜油电机转子中扶正轴承数 ; l1为扶正轴承总的有效长度 ; lB为转子导条总的有效长度 ; lt2为转子铁心总的有效长度 ; p 为极对数 ; Cx为漏抗系数 ; DR为端环平均直径 。2. 3 定子隔磁段漏抗潜油电机单段定子隔磁段漏抗曲线族如图 2 所示 。潜油电机隔磁段处漏磁所对应的漏抗 ， 将之定义为隔磁段漏抗 ， 此漏抗难以用传统的磁链法求
14、解 ，必须用场的方法对进行求解 ， 选取一段隔磁段及部分铁心进行有限元分析 13。通过求解隔磁段部分的矢量磁位 A， 得到一段隔磁段的磁场储能 WE1， 进而得到整段的隔磁段漏抗 14 15XG1=41WE13I2m， ( 4)式中 : 角频率 1=2f; WE1为一段隔磁段储能 ; Im为定子相电流幅值 。37第 7 期 徐永明等 : 潜油电机设计方法研究及验证15kW21kW25kW31kW37kW46kW53kW68kW0.400.350.300.250.200.150.100.05单段定子隔磁段漏抗标幺值隔磁段轴向宽度/mm10 20 30 40 50 60图 2 潜油电机单段定子隔磁
15、段漏抗曲线族Fig 2 Curve group of leakage reactance in a single magneticisolated segment of submersible motor stator2. 4 扶正轴承引起的附加损耗漏磁场会在扶正轴承上产生涡流损耗 ， 即为扶正轴承附加损耗 。根据经典电磁理论 ， 体积 V 内涡流损耗密度为 16 18Ps2=V12 | J |2dv =12iNei =1i( JixR2+ JixI2+JiyR2+ JixI2+ JizR2+ JizI2) Vi， ( 5)式中 : J 为涡流电流密度的瞬时值 ; 为电阻率 ; i为单元的电阻
16、率 ; J 的下标 R 和 I 分别表示复矢量相应分量的实部和虚部 ; i 表示单元号 ; Vi为单元的体积 ; Ne为体积 V 内单元数 。2. 5 机械损耗计算潜油电机机械损耗 Pfw由扶正轴承摩擦损耗Pz、止推轴承动 、静块的摩擦损耗 P0和转子与润滑油的摩擦损耗 Pf组成 ， 即Pfw= Pz+ P0+ Pf。 ( 6)2. 5. 1 扶正轴承的摩擦损耗电机在装配时 ， 不可避免的使电机定转子气隙存在一定的不均匀 ， 造成定转子相对偏心 ， 产生单边磁拉力 ， 使得扶正轴承承受一定的负荷 ， 产生扶正轴承摩擦损耗 Pf。潜油电机单边磁拉力 FM0为FM0=D2lefB220e0， (
17、7)式中 : 为经验系数 ; 为单边气隙长 ; e0为初始偏心 ; B为潜油电机的气隙磁密 ; D2为潜油电机的转子外径 ; 0为空气磁导率 。由于单边磁拉力所产生的扶正轴承摩擦损耗为Pz=1102FM0fd2v0， ( 8)式中 : f 为摩擦系数 ; d 为扶正轴承直径 ; v0为转子旋转速度 。2. 5. 2 止推轴承动 、静块的摩擦损耗潜油电机在正常工作时 ， 止推轴承的静块承受整个转子的重量而产生摩擦损耗 。止推轴承的摩擦损耗 P0与承推力负荷 ( 即转子质量 ) 、电机润滑油的粘度 、止推瓦圆周速度以及止推瓦的平均单位压力有关 19， 即P0=0. 98K1Gv310Pl槡E， (
18、 9)式中 : K1为摩阻系数 ; G 为转子质量 ; v 为止推瓦的平均圆周速度 ; P 为止推瓦的平均单位压力 ; lE为止推瓦长 ; 为潜油电机润滑油粘度 。2. 5. 3 转子与润滑油之间油摩损耗将电机定转子近似为两个光滑圆柱 ， 忽略定转子开槽后槽口影响 。润滑油与转子之间的油摩损耗转化为求解气隙内流体随内圆柱旋转因其粘度所造成的粘滞损耗 20。讨论润滑油在细长的潜油电机定转子之间运动时 ， 采用柱坐标系 ( r， ， z) ， 设转子的旋转角速度为0， 转子的外圆半径为 R2， 定子的内圆半径为 R1， 则其中随转子高速旋转的润滑油的运动速度为u = C1r +C2r， ( 10)
19、式中 : C1= R21R22 R210; C2= R21R22R22 R210。假定润滑油服从牛顿内摩擦定律 。在柱坐标系中 ， 润滑油的运动速度只有圆周分量 ， 比例常数 为流体的粘度 ， 则剪应力为 =uru( )r。 ( 11)将式 ( 10) 带入到式 ( 11) 并令 r = R2得到转子表面的切应力即为摩擦力表达式为r = R2= 2R210R21 R22， ( 12)式中的负号说明润滑油作用于转子表面上的力与其旋转方向相反 。润滑油作用在转子上的阻力矩为M =r = R22R2R2h = 4hR21R220R21 R22， ( 13)式中 : h 为润滑油在转子表面的轴向长度
20、， 即电机的铁心长 。由于电机的气隙 很小 ， = R1 R2R1因此R21 R222R1、R21R22R42， 润滑油作用在转子上的阻力矩为M =2R320g。 ( 14)润滑油与转子之间的摩擦产生的粘滞损耗即油摩损耗为47 电 机 与 控 制 学 报 第 16 卷P0= M0=2R3220g。 ( 15)3 潜油电机样机实验为能反映出隔磁段对电机性能的影响 ， 设计制造 2 台实验样机 ， 样机额定功率均为 6 kW， 转子都为 2 段 。设计参数完全一样 ， 不同之处在于一台样机两节定 、转子之间装有隔磁段和扶正轴承 ， 而另一台样机的分段处由卡簧固定 ， 没有隔磁段和扶正轴承 。以此来
21、观察隔磁段和扶正轴承对电机参数和性能的影响 。样机额定数据及主要参数 : 额定功率为6 kW; 额定电压为 290 V; 频率为 50 Hz; 极数为 2; 槽配合为 18/16; 铁心总长为 67. 62 cm; 定子内径为5.97 cm; 定子外径为 10.04 cm; 气隙单边长为 0.05 cm;转子内径为 3. 02 cm。定子参数 : 硅钢片型号为W470; 槽形为梯形槽 ; 绕组形式为单层同心式 ; 绕组接法为星接 ; 绕组材料为铜 ; 隔磁段宽度为 4. 13 cm;槽内导体数为 12; 绕线直径为 1. 80 cm; 绝缘后绕线直径为 2. 16 cm。转子参数 : 槽形为圆
22、形槽 ; 圆形槽半径为 0. 33 cm; 扶正轴承宽度为 4. 13 cm; 导条材料为铜条 ; 端环宽为 1. 01 cm; 端环高为 2. 5 cm。采用 DJC 1300 电机型式实验自动测试系统和 ZF 2000KB 磁粉测功机来共同完成实验 。实验平台如图 3 所示 。图 3 潜油电机样机实验平台Fig 3 Experimental platform of simulation model功率因数 、效率 、定子电流直接实验得到 ; 铁耗 、机械损耗由空载实验通过分离求得 ; 杂散损耗取输入功率的 2. 5%; 转子铜耗和定子铜耗在负载实验的基础通过换算得到 。用前述的设计方法对样
23、机分析计算 ， 将样机计算值与实验数据作比较 。表 1 给出了实测数据和计算数据的对比 ， 表明用修正后方法所得到的潜油电机工作性能与实验值相比满足工程要求 。表 1 有隔磁段样机计算值与实验数据对比Table 1 Relative error of the experimental data andcalculation result of simulation model参数 计算值 实验值 误差 %定子电流 /A 24. 97 25. 72 3. 07功率因数 0. 762 0. 743 2. 49效率 0. 837 0. 826 1. 33最大转矩 /( Nm) 29. 8 29. 1
24、 2. 4定子铜耗 /W 265 275 3. 63转子铜耗 /W 221 230 4. 07铁耗 /W 215 221 2. 71机械损耗 /W 262 280 6. 43型式实验得到的有隔磁段和无隔磁段的样机性能对比如表 2 所示 。由对比可以看出 ， 隔磁段对潜油电机的工作性能有较大影响 。由表 2 对比可得 ， 在设计参数完全相同的情况下 ， 有隔磁段样机的隔磁段和扶正轴承引起了漏抗 ，导致功率因数和最大转矩比无隔磁段样机低 。有隔磁段样机的扶正轴承引起了涡流损耗 ， 导致效率比无扶正轴承低 。设计时应予以考虑 。表 2 有隔磁段和无隔磁段样机实验数据对比Table 2 Compari
25、son of experimental data of simulationmodel with magnetic isolated segment or not参数 有隔磁段 无隔磁段定子电流 /A 25. 72 25. 58功率因数 0. 743 0. 778效率 0. 826 0. 835最大转矩 /( Nm) 29. 1 29. 4定子铜耗 /W 275 260转子铜耗 /W 230 228铁耗 /W 221 209机械损耗 /W 280 2644 结 论本文通过对潜油电机设计方法的改进 ， 以及样机的设计制造和实验验证 ， 可以得出以下结论 :1) 隔磁段和扶正轴承对电机性能指标的影
26、响较为显著 ， 设计中必须予以考虑 ;2) 潜油电机机械损耗采用本文所述计算方法所得到的损耗值更接近试验值 ， 且简单易行 ;所研制样机的实验验证了修正的设计方法是准57第 7 期 徐永明等 : 潜油电机设计方法研究及验证确可行的 。参 考 文 献 : 1 刘雷 ， 刘卫红 ， 马广明 ， 等 电潜螺杆泵采油系统及其现场应用 J 石油钻采工艺 ， 2003， 25( 8) : 30 32LIU Lei， LIU Weihong， MA Guangming， et al Field practice of thesubmersible electric screw pump production
27、 system J Oil Drill-ing Production Technology， 2003， 25( 8) : 30 32 2 宋海青 电潜螺杆泵在海上稠油油田的应用 J 内蒙古石油化工 ， 2010( 2) : 24 25SONG Haiqing Application of electric submersible progressingcavity pump in offshore heavy oil field J Inner Mongolia Petro-chemical Industry， 2010( 2) : 24 25 3 杨献平 电动潜油螺杆泵采油系统特点及应用
28、J 石油矿场机械 ， 2004， 33( 3) : 82 84YANG Xianping Technical feature and application of electric sub-mersible progressing cavity pump J Oil Field Equipment， 2004，33( 3) : 82 84 4 邓辉 ， 薛冰 ， 徐殿国 ， 等 基于 Elman 神经网络的潜油电机速度辨识研究 J 中国电机工程学报 ， 2007， 27( 24) : 102 106DENG Hui， XUE Bing， XU Dianguo， et al Speed esti
29、mation forsubmersible motor based on elman neural network J Proceed-ings of the CSEE， 2007， 27( 24) : 102 106 5 THORSEN O V， DALVA M Combined electrical and mechanicalmodel of electric submersible pumps J IEEE Transactions onIndustry Application， 2001， 37( 2) : 541 547 6 白广文 潜油电泵技术 M 北京 : 石油工业出版社 ，
30、1993: 4049 7 VIVEK V， UMA G， KUMUDINI DEVI R P， et al Performance ofinduction motor driven submersible pump using Matlab/Simulink C / /2002 International Conference on Power System TechnologyProceedings， 2002: 765 768 8 HENNEBERGER S， VAN HAUTE S， HAMEYER K， et al Sub-mersible installed permanent ma
31、gnet synchronous motor for a pho-tovoltaic pump system C / /1997 IEEE International Conferenceon Electric Machines and Drives， 1997: WB2/10. 1 WB2/10. 3 9 CHOUDHURY M A， RAHMAN M A Determination of operatingconditions of submersible induction motors J IEEE Transactionson Industry Application， 1992，
32、28( 3) : 680 684 10 THORSEN O V， DALVA M Modelling and simulation of electricsubmersible pumps J IEEE Transactions on Industry Applica-tion， 1999， 35( 9) : 952 954 11 孟大伟 ， 徐永明 ， 刘宇蕾 ， 等 隔磁段对潜油电机漏抗影响的实验验证 J 电机与控制学报 ， 2007， 11( 6) : 625 627MENG Dawei， XU Yongming， LIU Yulei， et al Research and ex-per
33、iment verification of influence of magnetic isolated segment onleakage reactance in submersible motor J Electric Machinesand Control， 2007， 11( 6) : 625 627 12 陈世坤 电机设计 M 2 版 北京 : 机械工业出版社 ， 2000:60 62， 163 13 张瑞良 ， 孟大伟 ， 孟庆伟 潜油电机端部漏抗的分析与计算 J 电机与控制学报 ， 2006， 10( 1) : 31 34ZHANG Ruiliang， MENG Dawei，
34、MENG Qingwei Analysis andcalculation of end leakage reactance of submersible motor J E-lectric Machines and Control， 2006， 10( 1) : 31 34 14 雷银照 ， 熊华俊 ， 王书彬 线性瞬态涡流场定解问题中的法向边界条件与解的唯一性 J 中国电机工程学报 ， 2003， 23( 4) : 81 85LEI Yinzhao， XIONG Huajun， WANG Shubin The normal inter-face condition and the uniqu
35、eness of solution to the linear transi-ent eddy current definite-solution problem J Proceedings of theCSEE， 2003， 23( 4) : 81 85 15 戈宝军 ， 张大魁 ， 梁艳萍 ， 等 能量变换器定子漏抗的分析与计算 J 电网技术 ， 2005， 29( 3) : 15 17GE Baojun， ZHANG Dakui， LIANG Yanping， et al Analysis andcalculation of sator leakage reactance of powe
36、rformer J PowerSystem Technology， 2005， 29( 3) : 15 17 16 王泽忠 ， 王炳革 ， 卢斌先 ， 等 三维开域涡流场 A-V 有限元与边界元耦合分析方法 J 中国电机工程学报 ， 2000， 20( 5) : 14WANG Zezhong， WANG Bingge， LU Binxian， et al FE-BE cou-pling method of 3-D open boundary eddy current fields in poten-tial A-V J Proceedings of the CSEE， 2000， 20( 5)
37、 : 1 4 17 YAMAZAKI K Induction motor analysis considering both har-monics and end effects using combination of 2D and 3D finite el-ement method J IEEE Transactions on Energy Conversion，1999， 14( 3) : 698 703 18 姚缨英 ， 高昌燮 ， 柳在燮 ， 等 基于有限元分析计算设计灵敏度和网格更新的三维形状优化算法 J 中国电机工程学报 ，2004， 24( 5) : 130 136YAO Yi
38、ngying， KOH Changseop， RYU Jaeseop， et al 3D shapeoptimization method based on finite element analysis to calculatedesign sensitivity and mesh relocation J Proceedings of theCSEE， 2004， 24( 5) : 130 136 19 徐永明 ， 孟大伟 ， 李国辉 潜油电机机械损耗的分析与计算 J 电机与控制学报 ， 2004， 8( 4) : 370 372XU Yongming， MENG Dawei， LI Gu
39、ohui Mechanical loss analysisand calculation of submersible motor J Electric Machines andControl， 2004， 8( 4) : 370 372 20 SPARROW E M， PATANDAR S V Laminar heat transfer in apipe subjected to a circumferentially varying external heat transfercoefficient J Numerical Heat Transfer， 1978， 1: 117 127( 编辑 : 张诗阁 )67 电 机 与 控 制 学 报 第 16 卷
