CC BY
57
21. Пат. 2585248 Российская Федерация, МПК H 03 H 7/00. Многофункциональный интегрированный электромагнитный компонент /Конесев С. Г. № 2012114845/08; заявл. 13.04.2012; опубл 27.05.2016, № Бюл. № 15.
22. Konesev S. G., Khazieva R. T., Kirillov R. V. The research of stabilization properties of inductive-capacitive converters based on the two-sections hybrid electromagnetic elements // 2016 Dynamics of Systems, Mechanisms and Machines (Dynamics). 2016. P. 1-7. DOI: 10.1109/Dynamics.2016.7819030. URL: http://ieeexplore.ieee.org/stamp/stamp.jsp?tp=&arnumber=7819030&isnumber=7818960.
23. Konesev S. G., Khazieva R. T., Kirillov R. V., Konev A. A. The research of stabilization properties of inductive-capacitive converters, which are based on hybrid electromagnetic elements // Journal of Physics: Conference Series (JPCS), 2017. Vol. 803, no. 1. DOI:10.1088/1742-6596/803/1/012076.
24. Конесев С. Г., Хазиева Р. Т. Методы оценки показателей надежности сложных компонентов и систем // Современные проблемы науки и образования. 2015. № 1. URL: http://www.science-education.ru/121-17558 (дата обращения: 27.02.2015).
25. Конесев С. Г., Хазиева Р. Т. Методика оценки надежности сложных электромагнитных элементов // Современные проблемы науки и образования, 2015. № 1. URL: www.science-education.ru/121-17925 (дата обращения: 18.03.2015).
26. Конесев С. Г., Хазиева Р. Т. Оценка показателей надежности многофункциональных интегрированных электромагнитных компонентов // Современные проблемы науки и образования. 2015. № 1. URL: http://www.science-education.ru/121-18445 (дата обращения: 09.04.2015).
27. Конесев С. Г., Хазиева Р. Т. Функциональная интеграция как техническое средство развития электромагнитных элементов // Повышение надежности и энергоэффективности электротехнических систем и комплексов. 2014. С. 135-138.
28. Конесев С. Г., Хазиева Р. Т., Кириллов Р. В., Хлюпин П. А. Компьютерная модель системы заряда емкостного накопителя на основе индуктивно-емкостного преобразователя // Нефтегазовое дело. 2015. № 4. С. 374-390.
29. Конесев С. Г., Кириллов Р. В., Хазиева Р. Т. Анализ энергетических и частотных характеристик многофункциональных интегрированных электромагнитных компонентов // Энергетические и электротехнические системы. 2014. С. 65-75.
30. Конесев С. Г., Хазиева Р. Т., Кириллов Р. В. Исследование частотных характеристик двухсекционных многофункциональных интегрированных электромагнитных компонентов // Вестник УГАТУ. 2015. Т. 19, № 4 (70). С. 66-71.
УДК 021. 314. 261: 622
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СУММАРНЫХ ПОТЕРЬ МОЩНОСТИ И КПД СТАНЦИЙ УПРАВЛЕНИЯ УСТАНОВОК
ЭЛЕКТРОЦЕНТРОБЕЖНЫХ НАСОСОВ
Е. М. Кузнецов1, А. Ю. Ковалев2, В. В. Аникин3
'Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия 2,3Нижневартовский государственный университет, г. Нижневартовск, Россия
DOI: 10.25206/2310-9793-2017-5-3-52-58
Аннотация - Разработана математическая модель суммарных потерь мощности и КПД станций управления установками электроцентробежных насосов, питающих погружные электродвигатели для нефтедобычи. Модель позволяет также рассчитывать отдельные составляющие этих потерь мощности. Предложена упрощенная, удобная для применений модель суммарных потерь мощности и значений КПД в зависимости от выходного тока станций управления и коэффициента мощности погружного электродвигателя. Аппроксимация дает расхождение от моделируемого КПД не более 0.3 % в диапазоне выходных токов станций управления 0.2...1.0 от номинального значения. Коэффициенты аппроксимации легко определяются с помощью программного обеспечения станций управления. Снижается трудоемкость и расширяются возможности расчетов при решении задач энергетической оптимизации установок для нефтедобычи.
Ключевые слова: энергосбережение, выпрямитель, инвертор.
I. Введение
Установки электроцентробежных насосов (станция управления - СУ, скважинный повышающий трансформатор - ТР, кабельная линия - КЛ, погружной асинхронный электродвигатель - ПЭД) реализуют на действующих и вновь вводимых скважинах основной способ механизированной добычи нефти в России [1, 2]. Энергоэффективность установок (УЭЦН) связана в первую очередь со снижением потерь электроэнергии в силовом канале энергопреобразования. В настоящее время силовой канал УЭЦН комплектуется СУ отечественного (предприятия «Новомет-Пермь, «Триол», «Алнас», «Эталон», группа компаний «ИРЗ») и зарубежного [3] производства, оснащенными ПЧ для энергоэффективного управления ПЭД. Энергетическую схему ПЧ можно представить в виде рис. 1, включающем в себя идеальный выпрямитель КБС, промежуточный С-фильтр и автономный инвертор напряжения ШУ для двухступенчатого преобразования электроэнергии промысловой сети 3х380В в трехфазное выходное напряжение СУ с регулируемой частотой в диапазоне до 60 Гц для отечественных и до 70 Гц для зарубежных СУ.
Рис. 1. Энергетическая схема ПЧ: и*пЛ,11пЛ,иои1Л,1ои,л - комплексы действующих значений основных гармоник линейных входных и выходных напряжений и токов ПЧ; и - среднее выпрямленное напряжение на выходе ВП; Ц*у ( - комплекс действующего значения основной гармоники линейного выходного напряжения ИН; ий, - постоянные напряжение и ток на шине постоянного тока ПЧ
Сопротивления Яг и Кш отражают наличие активных потерь мощности в КБС и ГЫУ. Влияние этих потерь
на КПД силового канала СУ и на энергоэффективность наземного оборудования УЭЦН значительно [4] и должно учитываться при оценке общего энергопотребления УЭЦН. Целью статьи является разработка математической модели суммарных потерь мощности и КПД силового канала СУ в составе УЭЦН, а также аппроксимация зависимости КПД от выходного тока СУ и коэффициента мощности Созф ПЭД аналитическим выражением, удобным для решения задач энергетической оптимизации УЭЦН.
II. Теоретическая часть
Суммарная мощность потерь в ПЧ СУ имеет следующие составляющие [5,6]. Потери проводимости в INV и REC, которые определяются напряжением насыщения IGBT ключей INV, пороговым напряжением и динамическим сопротивлением диодов и тиристоров REC и током ПЭД. Потери на переключение, связанные с длительностью переходных процессов, амплитудой переключаемых токов и напряжений, а также характером нагрузки. Потери на управление, связанные с входными токами и напряжениями. Незначительная реактивная составляющая внутренних потерь СУ и составляющая от элементов подведения питания к ПЭД далее не учитываются. Определение суммарных потерь мощности и КПД силового канала СУ можно свести к последовательному вычислению отдельных составляющих на основе расчетных соотношений [7].
Пиковое значение выходного тока /окг j INV
Wi = >/2/3 • \ • k-р-z-1 -u0uta , (1)
где Z - модуль сопротивления нагрузки фазы станции управления, соответствующий номинальному выходному току СУ, р = 1Ш,! / 1иот - коэффициент загрузки СУ по выходному току, k - коэффициент увеличения
амплитуды с учетом мгновенной пульсации выходного тока, кг - коэффициент прибавки амплитуды тока для учета дополнительных потерь мощности от действия токов высших гармоник.
Потери проводимости в ШУ с синусоидальной широтно-импульсной модуляцией
p = 025 • l • 1
*ON ' VT OUT .1
UC£S 0.125 + mCostj + UF (a)^0.125 - mCostj
(2)
где UCES (а), иг (а) - напряжение насыщения ЮБТ ключей и падение напряжения на антипараллельном диоде при токе а = 1оит х /M, - число ЮБТ ключей в ГЫУ, М - число параллельно включенных модулей в одном плече ГЫУ, m - коэффициент модуляции ШИМ, рекомендуемое значение 0,95 [7] Коммутационные потери в Г№У
P =.
1 чш
3
ж
ф
1OUT .1 'Ud • F • (-CON) + tC(OFF) + 1'1 • -RR )] :
(3)
где Р — номинальная тактовая частота коммутации ЮВТ ключей, /с(ОЛ,} — время включения ЮВТ ключей по
цепи коллектора, ¡с^орр^ — время выключения ЮВТ ключей по цепи коллектора, — время восстановления
антипараллельного диода.
Потери мощности в снабберах Г№У
P = l • 05F•
1 SN lVT
Ci (Ud + AU )2 + C2AU2
(4)
где А и - коммутационный выброс напряжения на коллекторе ЮБТ ключа за счет паразитных индуктивностей подводящих проводов и выводов конденсаторов, ^ - емкость конденсатора снабберной ЯС-цепи, С2 - емкость
конденсатора снабберной КЭС-цепи.
Потери мощности на управление ЮБТ ключами Г№У
p = l • m •u • f •
UPR lVT m u GE 1
c + c
C1ES + CRES
u 1 + U Uge J
(5)
где иог - напряжение на затворе включенного ЮВТ ключа, Сш - входная емкость IGBT ключа, С^ - проходная емкость ЮВТ. КПД ШУ
n¡NV = uOuT .1 Z-1 • CoS(t> 1 (UOuT. 1 -P- Z-1 • CoS(t> + PON + PSW + PSN + PUPR ) •
(6)
Средневыпрямленный ток на шине постоянного тока ПЧ
1d = 1 -P- Z- • Cost + Pqn + Psw + Psn + Pupr ) • U- • (7)
Статические потери мощности в REC
PrECON = 0.577 • Ivd •Id •(Uto + Id-Гт ) + (ld I Idr )2 • Pdr , (8)
где lVD - число вентилей в REC, PDR - номинальные потери в сглаживающем дросселе, UTO - пороговое напряжение вентиля по цепи анода; 1оя - номинальный ток сглаживающего дросселя, тт - динамическое сопротивление вентиля во включенном состоянии. Коммутационные потери мощности в REC
P = 25l •U 1 -t (9)
1 REC.SW Í"'ÍVD NN d ±d lSW ' )
где ¿cc - схемный коэффициент для мостовой трехфазной схемы [7], tslF - время коммутации вентильного модуля.
Потери в цепях управления тиристорами REC
Pgt = 0.51vd • UGT • IGT•(tOT / 20 • Ю"3) , (10)
где UGT - пороговое напряжение отпирания, - ток отпирания, teT - длительность отпирающего импульса. КПД REC
„ = _UOUT \ß7 Cosifi + PON + Psw + PSN + PUPR__ЛП
irec u 2 aj-1rosd + P + P + P + P + P + P + P + P
^ OUT t i ON ^ 1 SW ^ 1 SN ^ 1 UPR 1 REC.ON 1 REC.SW GT ^ 1 DP
где PDP - дополнительные потери мощности на активных сопротивлениях шин, кабелей и проводов REC. КПД силового канала СУ
=_UOUT.1 7•Cosф__(12)
U2 R -7" С0Ф + P + P + P + P + P + P + P + P + P
UOUT .1 R 7 С0^ф + P ON + 1 SW + 1 SN + 1 UPR + 1 REC.ON + 1 REC .SW + 1 GT + 1 DP + 1 PST
где P^j. - постоянные потери мощности в вентиляторах и служебном источнике питания СУ.
III. Результаты моделирования
Моделирование суммарных потерь мощности и КПД проведено по соотношениям (1)...(12) для двух УЭЦН, укомплектованных СУ Электон-05 с ПЧ-ТТПТ-380-50-5-УХЛ1 на выходные токи 160А, 400А и ПЭД типами ЭД-80-117МН, ЭДС200-117. Исходными данными при моделировании служили стабилизированное выходное напряжение СУ Электон-05 Uora, l = 380^; значения параметров IGBT ключей ПЧ-ТТПТ-380-50-5-УХЛ1на
модуле CM400HA-24 [8] UCES (а) = 1.5 В, UF (а) = 1.2 В, M = 1, С = 0.0132 -10"6 ф, C2 = 0 (для ПЧ с /отх1ЮМ = 160 А); UCES (а) = 1.45 В, UF (а) = 1.25 В, M = 2, С = 0.0132 10 6 ф, C2 = 0.156-10"6 ф (для ПЧ с /оот.1МЖ = 400 А); tc{ON) = 700 нс, tc{OFF) = 800 нс, ^ = 250 нс, F = 2500 Гц, AU = 60 В, Сж = 80 -10"12 ф, С^ = 16 -10"12 ф, UGE = 15 В; значения коэффициентов ^ = 1.25, к2 =1.2 [7]; значения параметров тиристорных вентилей на модуле TT-500N12KOF [9] Uro = 0.9 В, rT = 0.27-10"3Ом, t^ = 10-10"6 с, UGT = 2.2В, /ог = 250-10" А, tGr = 20-10"6 с; значения параметров REC Urf = 536Л; £сс =1.045; постоянные потери Ppsr = 1400 Вт (вентилятор на 1,1 кВт согласно спецификации СУ и служебный источник на 300 Вт), а также типовая зависимость Со&ф ПЭД габарита 117 от коэффициента загрузки [10], приведенная в табл. 1, СУ - ПЭД.
ТАБЛИЦА 1
КОЭФФИЦИЕНТ МОЩНОСТИ ПЭД ГАБАРИТА 117
R 1 0.8 0.6 0.4 0.2 0.1
Cosф 0.86 0.78 0.68 0.51 0.27 0.12
На рис. 2 представлены результаты моделирования полученные с использованием разработанной математической модели и программного пакета «Mathematica».
Как видно из рис. 2, 3, КПД СУ, несмотря на двухступенчатое преобразование электроэнергии, остается высоким в диапазоне рабочих токов благодаря малым потерям напряжения на IGBT ключах, тиристорных вентилях и высокому быстродействию IGBT ключей. Определение суммарных потерь мощности и КПД СУ УЭЦН по уравнениям (1)...(12) в диапазоне выходных токов связано с громоздкими вычислениями. Объем вычислений можно существенно сократить путем упрощения математической модели суммарных потерь мощности в силовом канале СУ
р = р + р + р + р + р + р + р + р + р (13)
± БС ± ON +* БЖ SN иря ВВС. ВВС.. ОТ Пр +± рБТ (13)
подходящим и удобным для практического использования выражением.
Рис. 2. Зависимость КПД СУ Электон 05-160А в составе УЭЦН с ПЭД ЭД80-117МН от коэффициента загрузки СУ. Пунктирная линия — аппроксимированные значения КПД
Рис. 3. Зависимость КПД СУ Электон 05-400А в составе УЭЦН с ПЭД ЭДС200-117 от коэффициента загрузки СУ. Пунктирная линия - аппроксимированные значения КПД
Рассмотрим применимость для этой цели соотношения
РЗС ~ Р '1оит.1 + У ' оиг.\ Для нахождения значений коэффициентов аппроксимации воспользуемся уравнениями
Рзс (1оит.1(1)) = Р '1оит.1 (1) + У'41оиг.1(1)
рС (1оит .1(2)) =Р'1оит .1(2) + 1оит .1(2),
(14)
(15)
где !от ¡(1) и 1оиг ¡(2) — значения основных гармоник двух выходных токов СУ. Из (15) получаются следующие соотношения для параметров Р и у
У =
рС (1оит1(1)) '1оит.1(2) 1оит.1(1) ' ^С (1оит.1(2)) ±оит .1 (2) оит .1 (1) - ~^оит.1(1) л/1оит.1(2)
Р _ РБС (1оит.1(2)) У^11оит.1(2) 1оит .1(2)
Значения р и у , определенные по (16), приведены в табл. 2. Токи /ога, ^1) и/ои, Д2) задавались соответственно равными 0.2/дам и 0.6/^ .
ТАБЛИЦА2 КОЭФФИЦИЕНТЫ АППРОКСИМАЦИИ
1 NOM (A) 3( B) y(B • A05)
160 20.292 -35.542
250 21.446 -47.742
400 25.449 -69.261
Выходная активная мощность ПЧ РоитРСН в составе УЭЦН аппроксимировалась выражением
POUT.PCH ~ ' 380 • IOUT .1 • Стф (17)
КПД силового канала СУ аппроксимировался уравнением
^-^ •380 • IOUT.1 • со*ф--(18)
V3 •380 • iout.i •соф + /3 •1out.1 + У Viout1
Установлено по итогам вычислений рис. 2, 3, что соотношение (18) дает погрешность аппроксимации КПД не более 0,3% в диапазоне выходных токов СУ (0.2...1.0)IWOM и не более 3,5% в диапазоне выходных токов (0.1...0.2)IWOM . Поскольку фактические значения базовых величин, входящих в (16) и (18), регистрируются в режиме мониторинга СУ УЭЦН, то коэффициенты аппроксимации у и /, а также могут быть легко определены с помощью программного обеспечения СУ. Это дает возможность проводить изучение и моделирование суммарных потерь мощности и КПД конкретных СУ УЭЦН в диапазоне режимов их работы.
IV. Выводы
Разработана математическая модель, позволяющая определять суммарные внутренние потери мощности СУ в системе СУ- ПЭД и значения КПД СУ УЭЦН в зависимости от коэффициента загрузки СУ. Модель позволяет также рассчитывать отдельные составляющие этих потерь мощности.
Предложена упрощенная математическая модель суммарных потерь мощности и КПД СУ в зависимости от их выходного тока и Со&ф ПЭД, позволяющая технически реализовать оптимальное энергоэффективное управление ПЭД. Аппроксимация дает расхождение с моделируемым КПД не более 0.3% в диапазоне токов СУ (0.2...1.0)IWOM и не более 3.5% в диапазоне токов (0.1...0.2)IWOM . Коэффициенты аппроксимации легко определяются с помощью программного обеспечения СУ УЭЦН.
Наличие ТР и КЛ в составе УЭЦН приводят к уменьшению / и некоторому снижению КПД СУ.
Список литературы
1. Kuznetsov Ye. M., Anikin V. V. Determination of the electromagnetic parameters of submersible electric motors of electric centrifugal pumps installations // Dynamics of Systems, Mechanisms and Machines (Dynamics). 2016. DOI: 10. 1109/ Dynamics 2016. 7819033.
2. Kovalev A. Yu., Kuznetsov Ye. M., Anikin V. V. The parameter identification of submersible motors of electrical centrifugal pump units for oil production // 2015 International Siberian Conference on Control and Communications (SIBCON). DOI: 10.1109/SIBCON.2015.7147111.
3. GCS Electrospeed II Manual. V.7.4. / Operator's manual. Baker Hughes.Crntrilift, 2004. P. 123.
4. Ковалев А. Ю. Введение в системное моделирование установок электроцентробежных насосов: монография . Омск: Изд-во ОмГТУ, 2012. 176 с.
5. Wintrich A. IGBT4 and free wheeling diode CAL4 in IGBT modules. AN-9001. SEMIKRON International, 2009.
6. Marchesini J. L, Jeannin P. O, Avenas Y, Delaine J, Buttay C, Riva R. Implementation and Switching Behavior of a PCB-DBC IGBT Module Based on the Power Chip-on-Chip 3-D Concept // IEEE Transactions on Industry Applications. 2017. Vol. 53, Is.1. P. 362-370. DOI: 10.1109/TIA.2016.2604379.
7. Электротехнический справочник: в 4 т. Т. 4. Использование электрической энергии. М.: Изд-во МЭИ, 2002. 696 с.
8. Mutsubishi IGBT modules CM400HA-24. High power switching use insulated type: http // www. datasheet / cm.400ha-24. (Дата обращения: 01.03.2017).
9. Request Infineon Technologies TT500N12KOF Discrete Semiconductor Modules: http // www.Alldatasheet.net. (Дата обращения: 01.03.2017).
10. Catalogue of JSC «Novomet». Perm: JSC «Novomet», 2009.
УДК 021. 314. 261: 622
ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ ПОГРУЖНОГО АСИНХРОННОГО ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЯ ПРИ ВАРИАЦИЯХ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПАРАМЕТРОВ ПАКЕТА РОТОРА
Е. М. Кузнецов1, А. Ю. Ковалев2, В. В. Аникин3
'Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия 2'3Нижневартовский государственный университет, г. Нижневартовск. Россия
DOI: 10.25206/2310-9793-2017-5-3-58-62
Аннотация - Разработана математическая модель для исследования изменений энергетических показателей погружного асинхронного электродвигателя (ПЭД) при вариациях параметров пакета ротора. Определены в программе Mathematica коэффициенты влияния вариаций активного сопротивления ко-роткозамкнутой обмотки пакета ротора ПЭДН32-117 на потери мощности в этом пакете, а также на КПД и электромагнитный момент ПЭД. Выявлен наихудший энергетический режим пакета, характеризующийся ростом потерь мощности на 61,6% в условиях номинальной нагрузки ПЭД, перегревом пакета и преждевременным выходом ПЭД из строя. Обоснована необходимость контроля активного сопротивления пакетов ротора на этапе сборки ПЭД и целесообразность комплектования ротора пакетами с положительными и отрицательными вариациями активных сопротивлений для компенсации вариаций, имеющих разные знаки, стабилизации и сокращения разброса энергетических показателей ПЭД.
Ключевые слова: потери мощности, КПД, электромагнитный момент, скольжение.
I. Введение
Известно, что энергоэффективная и безаварийная эксплуатация установок электроцентробежных насосов (станция управления, промысловый трансформатор, синусный фильтр гармоник - СФ, кабельная линия, погружной электродвигатель - ПЭД, электроцентробежный насос - ЭЦН, насосно-компрессорные трубы), реализующих в России основной способ нефтедобычи [1], существенно зависит от режима работы ПЭД [2, 3], осуществляющего вращение ЭЦН в агрессивной среде скважины на глубинах 1...3 км для получения управляемого напора и извлечения нефти на поверхность. СФ в составе установок эффективно подавляет высшие гармоники в спектре выходного напряжения станций управления, действующих в динамическом режиме синусоидальной широтно-импульсной модуляции [4, 5].
ПЭД маслозаполненные, вертикального исполнения, мощностью до 500 кВт, диаметром 96...185 мм, длиной до 22 м имеют составной ротор, выполненный из набора пакетов (от 3 -х до 50) с самостоятельными короткоза-мкнутыми обмотками и многосекционный статор с общей протяжной трехфазной обмоткой [6]. Электромагнитные параметры пакетов имеют конструктивные, технологические и режимные отклонения от номинальных значений [6], что приводит к перераспределению потерь мощности в роторе и к изменению энергетических показателей ПЭД. При неблагополучном сочетании отклонений возможны тепловая перегрузка и заклинивание одного из пакетов (наиболее слабого звена ротора), в результате чего ПЭД выходит из строя.
Изучение влияния вариаций электромагнитных параметров пакетов ротора на режимы ПЭД актуально, но на действующих установках электроцентробежных насосов невозможно, так как для этого необходим доступ к
