Авторефераты по всем темам >>
Авторефераты по техническим специальностям
На правах рукописи
УЛЮМДЖИЕВ Антон Сергеевич
МОДЕЛИРОВАНИЕ РЕЖИМОВ И ПРОЦЕССОВ НЕФТЕГАЗОВЫХ ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСОВ С ВЕНТИЛЬНЫМ ПРИВОДОМ
Специальность 05.09.03 - Электротехнические комплексы и системы
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук
Москва - 2012
Работа выполнена в Российском государственном университете нефти и газа имени И.М. Губкина Научный руководитель - доктор технических наук, профессор Егоров Андрей Валентинович Официальные оппоненты - Фащиленко Валерий Николаевич, доктор технических наук, профессор, Московский государственный горный университет Пупин Валерий Михайлович, кандидат технических наук, доцент, управляющий проектами ООО НПК Промир Ведущая организация - ОАО Газпром промгаз
Защита диссертации состоится л23 октября 2012 года в 15 часов 00 минут на заседании диссертационного совета Д 212.200.14 при Российском государственном университете нефти и газа имени И.М. Губкина по адресу: 119991, Москва, Ленинский проспект, 65, корпус 1, ауд. 308.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Российского государственного университета нефти и газа имени И.М. Губкина.
Автореферат разослан л 2012 г.
Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор Андрей Валентинович Егоров
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность темы. Задача оптимального управления электродвигателями не только с технологической точки зрения, но и с точки зрения энергосбережения весьма актуальна в настоящее время, поскольку электродвигатели - основные потребители электроэнергии. Большинство развитых стран широко внедряют высокотехнологичную электротехническую продукцию, которая не только решает вопросы снижения энергопотребления, но и позволяет создавать электротехнические комплексы с низким уровнем потерь и целым рядом новых качеств. Достижения в области силовой полупроводниковой и микропроцессорной техники способствовали созданию перспективных электроприводов нового поколения на базе вентильных электродвигателей, интерес к которым активно проявляется в промышленно развитых странах мира. Общая теория вентильного привода к настоящему времени характеризуется достаточной полнотой, однако разработка математических моделей этих объектов, ориентированных для расчета режимов и процессов электротехнических комплексов и систем с данными приводами, остается весьма актуальной задачей.
Развитие средств вычислительной техники позволило использовать более сложные и точные модели элементов электротехнических систем (ЭТС) по сравнению с ранее применяемыми моделями и перейти к непосредственному моделированию режимов и переходных процессов сложных ЭТС при ограниченной степени эквивалентирования. Исследования переходных процессов и режимов ЭТС непосредственным образом связаны с задачами обеспечения работы крупных промышленных предприятий при возмущениях в системах их электроснабжения, в частности, с одной из важнейших задач - обеспечением устойчивости ЭТС.
В составе электродвигательной нагрузки ЭТС предприятий нефтегазового комплекса вентильные электродвигатели с роторами на постоянных магнитах находят все более широкое применение в приводах установок электроцентробежных насосов (УЭЦН), установок электровинтовых насосов (УЭВН), нефтеперекачивающих насосов магистральных нефтепроводов, аппаратах воздушного охлаждения (АВО) газа, газовых центрифугах и пр.
Вышесказанное говорит о необходимости разработки достаточно простых, но адекватных моделей вентильного электропривода с целью их включения в алгоритмы расчета режимов и процессов промышленных ЭТС.
Начало исследований и разработок в области вентильного электропривода относится к 30-м годам XX в. и связано в нашей стране с именами Д.А.
Завалишина, О.Г. Вегнера, Б.Н. Тихменева, М.И. Губанова, Е.Л. Эттингера и др., а за рубежом с именами И. Александерсона, С. Виллиса, Е. Керна и др. С середины 60-х годов прошлого века большой вклад в области вентильного электропривода с транзисторными коммутаторами был внесен отечественными (И.А. Вевюрко, А.А.
Дубенский, Н.И. Лебедев, В.К. Лозенко, И.Е. Овчинников и др.) и зарубежными (Н.
Брейлсфорд, В. Хайсерман - США, К. Матасаро - Япония, X. Моцала, Б. Цаубитцер - ФРГ и др.) учеными и инженерами. А.А. Афанасьевым, Н.Г. Гориным, В.Г.
Ивановым, О.А. Коссовым, В.А. Кучумовым, В.В. Цокановым и другими специалистами были выполнены исследования по проблемам коммутации инверторов, влияния реакции якоря двигателя на его рабочие статические и динамические характеристики, решен ряд других задач. Реализация интегральных микросхем и элементов силовой электроники позволили получить не просто электродвигатель в общепринятом смысле этого слова, а практически полностью укомплектованный электропривод. Важнейшие результаты в этом направлении получены в работах А.К. Аракеляна, А.А. Афанасьева, В.А. Балагурова, А.Я.
Бернштейна, А.А. Булгакова, А.М. Вейнгера, И.А. Глебова, А.Е. Загорского, Л.Я.
Зиннера, И.П. Копылова, В.А. Кучумова, Н.И. Лебедева, В.К. Лозенко, В.М.
упкина, Ш.И. Лутидзе, И.Е. Овчинникова, А.И. Скороспешкина, Б.Н. Тихменева, В.Л. Фрумина, Ю.Г. Шакаряна, И.И. Эпштейна и др.
В настоящее время теория вентильных электрических машин находится в стадии интенсивного развития благодаря мощным техническим и алгоритмическим средствам расчета сложных электрических цепей этого типа. Разработан ряд специализированных программных продуктов, различающихся как степенью полноты используемых математических моделей электрических машин, так и алгоритмами расчета собственно электрического состояния ЭТС. Существенный вклад в развитие данного направления составили труды кафедры Теоретической электротехники и электрификации нефтяной и газовой промышленности РГУ нефти и газа имени И.М. Губкина.
Целью работы является интеграция вентильного привода в единую схему расчета переходных режимов и процессов в сложных электротехнических системах нефтегазовой промышленности.
Для достижения указанной цели поставлены следующие основные задачи:
1. Провести анализ современного состояния вентильного электропривода и обосновать выбор вентильного электропривода с ротором на постоянных магнитах в качестве объекта исследования.
2. Провести анализ электромеханических свойств вентильного электропривода и установить возможность построения наиболее простой модели вентильного электропривода.
3. Разработать модель вентильного электропривода с возможностью ее интеграции в схемы и алгоритмы расчета режимов и процессов промышленных ЭТС.
4. Разработать алгоритм расчета электромеханических переходных процессов в вентильном электроприводе, входящем в состав ЭТС.
5. Выполнить численное моделирование электромеханических переходных процессов в вентильном электроприводе, входящем в состав ЭТС.
6. Провести анализ соответствия результатов моделирования электромеханических переходных процессов в вентильном электроприводе и физического протекания рассматриваемых переходных режимов.
7. Провести анализ возможности применения вентильного электропривода в установках с резкопеременной нагрузкой.
Объекты и методы исследования. Объектами исследования являются вентильные электроприводы средней и большой мощности с возбуждением от постоянных магнитов в составе промышленных ЭТС непрерывных производств нефтегазовой отрасли. В работе использовались положения и методы теории электрических цепей, расчета режимов систем электроснабжения, элементы теории устойчивости ЭТС, теории электрических машин и электропривода, математическое и компьютерное моделирование электроприводов и ЭТС.
Научная новизна результатов исследований:
1. Разработанная модель вентильного электропривода с постоянными магнитами расширяет область исследования электромеханических переходных режимов и процессов ЭТС предприятий.
2. Представление вентильного электропривода его эквивалентным кажущимся сопротивлением обеспечивает возможность интеграции данной модели в существующие алгоритмы расчета режимов и процессов промышленных ЭТС и позволяет моделировать электромеханические переходные процессы в вентильных электроприводах и ЭТС, содержащих в своем составе данные приводы.
3. Математическое описание представленной модели и разработанный алгоритм расчета электромеханических переходных процессов в вентильном электроприводе предусматривают полное информационное обеспечение расчетов на основе данных, приводимых в каталогах вентильных электроприводов.
4. Показано, что высокие энергетические показатели вентильного электропривода и меньшая зависимость их от нагрузки позволяют повысить цикловые показатели энергоэффективности штанговой скважинной насосной установки (ШСНУ) при применении данного электропривода в составе установки взамен асинхронных электроприводов.
Основные научные положения, выносимые на защиту:
1. Обоснование необходимости учета вентильного электропривода в электродвигательной нагрузке ЭТС предприятий нефтедобычи при решении задач расчета режимов и процессов ЭТС.
2. Электромеханическая модель вентильного электропривода с ротором на основе высококоэрцитивных постоянных магнитов.
3. Алгоритм расчета электромеханических переходных процессов с применением предлагаемой модели вентильного электропривода.
4. Обоснование перспективности применения вентильного электропривода в ШСНУ в целях повышения энергетической эффективности установки.
Обоснованность и достоверность результатов обеспечиваются применением апробированных методов и средств исследования переходных режимов промышленных ЭТС, методов математического и компьютерного моделирования ЭТС, теории электрических цепей, электрических машин и электропривода, корректностью выбора и применения математического аппарата, а также полнотой информационного обеспечения математического моделирования и подтверждаются результатами численных экспериментов и их соответствием физическим процессам, описанным в теории вентильного электропривода в рассматриваемых переходных режимах.
Практическое значение работы заключается в расширении существующего класса электромеханических моделей элементов промышленных ЭТС моделью вентильного привода, интегрируемой в известные алгоритмы расчета режимов и процессов ЭТС, что позволяет рассчитывать и анализировать электромеханические переходные режимы ЭТС объектов нефтедобычи, включающих в свой состав данный привод; разработке алгоритма расчета электромеханических переходных процессов в вентильном приводе, учитывающего независимый характер ЭДС, наводимой полем постоянных магнитов индуктора;
оценке возможности повышения цикловых энергетических показателей ШСНУ при применении вентильного привода в составе установки. Модель и алгоритмы доведены до программной реализации.
Апробация работы. Основные положения и результаты работы докладывались и обсуждались на Всероссийской научной конференции Актуальные проблемы нефтегазового комплекса России - 2010, Всероссийской научной конференции Актуальные проблемы нефтегазового комплекса России - 2012, на научных семинарах кафедры Теоретической электротехники и электрификации нефтяной и газовой промышленности РГУ нефти и газа имени И.М. Губкина (2009-2012 гг.).
Публикации. По теме диссертации опубликовано шесть печатных работ, в том числе, четыре в изданиях, рекомендованных ВАК РФ.
Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, 4 глав, заключения, списка литературы. Общий объем работы составляет 146 печатных страниц. Работа включает 48 рисунков, 1 таблицу и библиографию из 82 наименований.
ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность темы диссертационной работы, сформулированы цели, задачи и методы исследования, определены основные научные положения, выносимые на защиту, отмечена их научная новизна и практическая ценность.
В первой главе выполнен анализ современного состояния теории и применения электропривода на базе вентильных электродвигателей. Акцентируется внимание на отсутствие достаточно строгого определения вентильного электродвигателя и употребление в отношении данного устройства лишь устоявшихся терминов, выделяющих вентильный электродвигатель из числа прочих электрических машин. Отмечено, что терминология в области вентильного привода как в отечественной, так и в зарубежной литературе четко не определена, неоднозначна и различна, несмотря на то, что речь, по сути, идет об одном и том же понятии.
Множество различных определений вентильного двигателя, характеризующих его с точки зрения конструктивных особенностей, предполагает обязательное наличие датчика положения ротора (ДПР) на его валу, что является не совсем верным. В данном случае не учитывается так называемый бездатчиковый принцип отслеживания положения ротора двигателя (sensorless control), основанный на многочисленных алгоритмических решениях бездатчикового векторного управления вентильным двигателем с постоянными магнитами и косвенном определении электрического положения ротора двигателя по направлению изображающего вектора составляющей магнитного потокосцепления якоря, обусловленной постоянными магнитами. Бездатчиковое управление вентильными двигателями характеризуется высокой интенсивностью исследований в этой области, что подтверждается разнообразием, новизной и качественным отличием применяемых методик. Внедрение бездатчиковых методов и алгоритмов управления и постепенный отказ от механических ДПР свидетельствуют о необходимости внесения в общую классификацию вентильных двигателей нового классификационного признака - наличие или отсутствие ДПР.
В понятие вентильный электродвигатель входит совокупность электрической машины, полупроводникового коммутатора фазных обмоток, системы управления ключами коммутатора и в большинстве случаев явновыраженного датчика положения ротора. Учитывая функциональный состав рассматриваемого электротехнического комплекса и определение понятие лэлектропривод, приведенное в ГОСТ Р 50369-92, показано, что вентильный электродвигатель представляет собой полноценный электрический привод.
Предложено рассматривать вентильный электродвигатель как систему электропривода и употреблять в отношении указанного устройства термин вентильный электропривод (ВЭП), более адекватно характеризующий данный двигатель с точки зрения конструктивных особенностей и специфики принципа действия.
В нефтяной отрасли ВЭП с роторами на постоянных магнитах находят применение в приводах УЭЦН. На сегодняшний день в качестве привода УЭЦН в основном используются асинхронные погружные электродвигатели (ПЭД), однако возможности дальнейшего улучшения их энергетических показателей практически исчерпаны. По сравнению с асинхронными ПЭД ВЭП обладают более высокими показателями.
Основные достоинства ВЭП в части их применения в приводах УЭЦН сводятся к следующим особенностям этих машин.
Отсутствие электрических потерь в роторе и скользящих электрических контактов.
Высокие энергетические показатели (КПД и коэффициент мощности соs) и их стабильность при изменении нагрузки ВЭП и при колебаниях напряжения питающей сети.
Минимальные значения токов холостого хода и рабочих токов, существенная зависимость последних от нагрузки привода.
Эффективная работа с переменными нагрузками в связи с наличием сильного потока возбуждения при невысокой индуктивности цепи якоря.
К числу недостатков ВЭП можно отнести следующие.
Необходимость наличия специального ДПР и, соответственно, дополнительных слаботочных каналов управления.
Невысокие коррозионная стойкость, прочностные свойства постоянных магнитов и снижение магнитных свойств при температурах более 150-180C.
Дороговизна постоянных магнитов и систем управления.
О перспективности данного класса электрических машин в нефтегазовой отрасли свидетельствует множество факторов: увеличение темпов роста доли ВЭП на объектах нефтедобычи; расширение спектра мероприятий по компенсации отрицательных свойств, препятствующих широкому распространению ВЭП;
интенсивный рост разносторонних исследований по усовершенствованию конструкции и алгоритмов управления ВЭП, высокий уровень современной силовой полупроводниковой техники и др.
Перечисленные факторы обосновывают выбор ВЭП с возбуждением от постоянных магнитов в качестве объекта исследования и моделирования для расчета электромеханических переходных процессов в ЭТС, включающих в свой состав данные электроприводы.
Во второй главе проведен анализ электромеханических свойств ВЭП с точки зрения двух подходов к их описанию, заключающихся в представлении ВЭП как обращенного двигателя постоянного тока независимого возбуждения и как синхронного двигателя с ротором на постоянных магнитах. Оба приведенных подхода дают приблизительно одинаковые результаты, однако первый представляется более обоснованным с точки зрения физического смысла и удобным для алгоритмизации.
Особенностью работы ВЭП является цикличность протекающих в нем процессов, которая определяется межкоммутационным периодом - углом поворота Jk ротора между двумя следующими друг за другом переключениями фаз ВЭП.
Таким образом, для установившегося режима с постоянной угловой скоростью ротора вполне достаточно изучение характеристики ВЭП только внутри какогоJk либо периода, считая, что начало интервала совпадает с моментом отключения одной фазы и одновременным включением другой.
На основании анализа уравнения равновесия напряжений статора, записанного без учета влияния индуктивности обмоток фаз ВЭП, а также выражений для двигательного момента М, тока якоря I, ЭДС статора E ВЭП получены уравнения механической и электромеханической характеристик ВЭП. Из соображений удобства и наглядности представления формул и графиков данные характеристики приведены в относительных единицах. При этом за базовые величины были выбраны угловая скорость идеального холостого хода, пусковой момент и пусковой ток:
Jk sin 1 sin Jk М = cosb0 - w(1+ cos 2b0);
(1) Jk 2 Jk Jk sin I =1- w cosb0.
(2) Jk Графики указанных характеристик при значениях угла опережения коммутации 0, равных 0, 30, 45, 60, представлены на рисунке 1. Структура формул, линейность представленных характеристик ВЭП, полученных в пренебрежении индуктивностью обмоток статора, и их вид, свойственный аналогичным идеализированным характеристикам коллекторного двигателя постоянного тока с независимым возбуждением, физически обосновывают представление ВЭП как обращенной машины постоянного тока.
б) а) Рисунок 1 - Механическая и электромеханическая характеристики ВЭП при различных углах опережения При учете индуктивности фаз ВЭП показано ее влияние на угол коммутации . При этом угол рассчитывается следующим образом:
p 3xбw 3 1- w 1- e , g = xбwln1+ (3) p - 2 1+ w 3xбw 1- e 2 где хб - отношение индуктивного сопротивления фазы при базовой скорости к ее активному сопротивлению.
В наиболее простом случае, когда ЭДС обмоток фаз не зависят от угла поворота, то есть при постоянной скорости не содержат пульсационных составляющих, величина электромагнитного момента определяется как E U - E U + E g .
M = 1- (4) w rc U - E p На рисунках 2 и 3 показано влияние индуктивности фаз на характер зависимости угла коммутации от угловой скорости и механической характеристики ВЭП в относительных единицах при различных значениях величины хб.
Следует принять во внимание, что xб зависит не только от индуктивности фазы и ее активного сопротивления rc, но и от текущей угловой скорости ВЭП, изменяющейся под действием изменения момента нагрузки в силу падающего характера механической характеристики.
Как видно из рисунка 2, несмотря на весьма большое значение хб = 10, максимальное значение не превышает 60, то есть коммутация фазы успевает Jk закончиться в течение периода. При = 60 в системе существовал бы более сложный периодический режим.
Рисунок 2 - Зависимость угла коммутации от угловой скорости при различных значениях параметра хб Рисунок 3 - Механические характеристики ВЭП при различных значениях параметра хб Графики на рисунке 3 иллюстрируют достаточно существенное влияние индуктивности на вид механических характеристик ВЭП. С увеличением эквивалентной индуктивности обмотки (рост параметра хб) момент ВЭП уменьшается при соответствующем значении угловой скорости. При этом семейство характеристик имеет две неизменные точки: пусковой момент Мп и скорость идеального холостого хода 0. Пусковой момент (момент короткого замыкания) не зависит от индуктивности обмотки, поскольку ток ВЭП в заторможенном состоянии определяется активным сопротивлением обмотки.
Скорость идеального холостого хода ВЭП также не зависит от индуктивности обмотки, поскольку для режима идеального холостого хода ток и момент ВЭП равны нулю, то есть равны нулю значения ЭДС само- и взаимоиндукции элементов обмотки, обусловленных этим током.
Проведенный анализ влияния индуктивности фаз обмоток статора ВЭП показал необходимость учета реактивного сопротивления рассеяния обмоток статора, несмотря на существующий ряд мероприятий по уменьшению данного параметра на этапе проектирования ВЭП. При этом характеристики ВЭП, сохраняя падающий характер, как и у коллекторного ДПТ, становятся нелинейными. Чем больше величина индуктивности, тем в большей степени проявляется данная нелинейность. При значениях параметра хб до 5 и некоторых значениях угловой скорости ротора различие механических характеристик ВЭП с учетом и без учета данного параметра оказывается существенным и может достигать 30%.
В третьей главе представлены разработанные автором модель и алгоритм для расчета электромеханических переходных процессов в ЭТС с ВЭП, а также примеры расчета и анализа переходных процессов с применением данной модели.
Основной способ решения задач, возникающих при проектировании, сооружении и эксплуатации промышленных ЭТС, - математическое и компьютерное моделирование ЭТС. Используемые при этом математические модели должны отвечать ряду требований, к основным из которых относятся:
адекватность отражения физических процессов, протекающих в исследуемом объекте; простота реализации модели; доступность и полнота информационного обеспечения модели с минимальным числом параметров, подлежащих оценке;
удобство алгоритмизации модели. Помимо указанных, главным требованием к модели ВЭП является возможность интеграции в общие алгоритмы расчета процессов и режимов ЭТС предприятий.
Для расчетов электрического состояния ЭТС используется ее однолинейная схема замещения. В данной схеме схемообразующие ветви описываются своими сопротивлениями, ветви, содержащие статическую нагрузку (реакторы, конденсаторные батареи, нагреватели, осветительные устройства и т.п.) также описываются постоянными сопротивлениями. Ветви, содержащие двигательную нагрузку, описываются эквивалентными (кажущимися) сопротивлениями двигателей, зависящими от скольжения привода. Алгоритм расчета состояния ЭТС основывается на методе свертки схемы замещения.
Таким образом, для выполнения требования интеграции модели ВЭП в приведенный алгоритм необходимо оценить возможность представления ВЭП его электромеханической моделью, а в расчетной схеме замещения - эквивалентным кажущимся сопротивлением. С этой целью проанализированы представленные на рисунке 4 статические зависимости кажущегося эквивалентного сопротивления ВЭП от ряда параметров.
Полученные зависимости показывают непрерывность и гладкость во времени кажущегося эквивалентного сопротивления привода при изменении ряда основных параметров питания и нагрузки. Свойства зависимостей обосновывают возможность построения относительно простой электромеханической модели ВЭП для включения ее в единую расчетную схему ЭТС промышленного объекта.
а) б) Рисунок 4 - Зависимости Zэкв от угловой скорости ротора (а) и угла опережения 0 (б) ВЭП получает питание от выпрямительного устройства. Напряжение со звена постоянного тока подается на обмотки статора ВЭП через полупроводниковый преобразователь, который в сочетании с микропроцессорной системой управления выполняет функцию преобразователя частоты и устройства плавного пуска.
Следовательно, задача моделирования ВЭП распадается на три составляющие - построение модели электромеханического преобразователя (ЭМП), моделей выпрямителя и полупроводникового преобразователя.
ЭМП ВЭП представляет собой некое подобие синхронной машины с возбуждением от высококоэрцитивных постоянных магнитов. Следовательно, схему замещения ВЭП можно представить по аналогии с эквивалентной схемой замещения неявнополюсного синхронного электродвигателя, однако, не пренебрегая при этом активным сопротивлением якорной цепи. При этом уравнение состояния статорной цепи ВЭП запишется в следующем виде:
U = E + (rc + jxс)I, а а где rc - активное сопротивление фазы статора ВЭП; xc - реактивное сопротивление рассеяния фазы статора ВЭП; Е - ЭДС, наводимая в статорной обмотке магнитным потоком ротора; Uа, Iа - напряжение и ток якоря ВЭП.
Тогда кажущееся сопротивление ЭМП определяется как:
U (rс + jxс )U а а Z = =.
ЭМП I U - E а а Моделирование полупроводникового преобразователя проведено аналогично подходу, предложенному для разработки моделей пусковых устройств и средств регулирования угловой скорости асинхронных электроприводов. Данные устройства, включая выпрямительные, имеют ряд особенностей, важных для их моделирования:
1. КПД подобных устройств весьма высок и обычно превышает 99%, что дает возможность не учитывать потери энергии в данных устройствах при моделировании и считать их КПД равным единице.
2. В рассматриваемых устройствах существует непосредственная гальваническая связь по всей цепи от питающей сети до входа электродвигателя.
Данный факт позволяет полагать непрерывность тока по указанной цепи и, с учетом сказанного выше, считать коэффициент передачи по току также равным единице.
При построении модели ВЭП необходимо, как и в случае с ДПТ, учитывать переход от цепи постоянного (однофазного) тока к трехфазной цепи питания.
3. Роль данных устройств сводится только к изменению параметров напряжения (и сдвигу фазы тока для выпрямительных устройств) на выходе устройства.
4. Для построения электромеханических моделей указанных устройств достаточно ограничиться первой гармоникой тока.
Полупроводниковый преобразователь ВЭП моделируется посредством изменения эквивалентного для питающей сети сопротивления схемы замещения ВЭП. На кажущееся сопротивление ВЭП Zвэп влияют угловая скорость ротора и частота напряжения на статоре ВЭП, зависящая от угловой скорости ввиду наличия ДПР.
Данная величина определяется следующим образом:
Zвэп () = Zэмп ()kU, где kU определяется отношением напряжений на входе (выходе звена постоянного тока) и выходе полупроводникового преобразователя (kU = Uвх / Uвых), Zэмп - модуль комплексного кажущегося сопротивления ЭМП ВЭП.
В выражении для kU значение Uвх равно средневыпрямленному напряжению Ud на выходе выпрямителя, величина Uвых представляет собой действующее значение первой гармоники фазного напряжения U1ф.
Амплитуда первой гармоники напряжения на каждой фазе Um1ф по отношению к напряжению на выходе выпрямителя Ud имеет величину Um1ф =.
Ud p То есть, действующее значение Uвых равно Uвых = U1ф = Ud.
p Таким образом, отношение напряжений на входе (выходе звена постоянного тока) и выходе преобразователя определяется как p kU =.
Для неуправляемого трехфазного мостового выпрямителя средневыпрямленное напряжение определяется как 3 U = Uф 2,34Uф.
d p где Uф - действующее значение фазного напряжения.
Угол сдвига фаз между током и напряжением на входе выпрямителя = 0.
Для управляемого трехфазного мостового выпрямителя соответствующее соотношение имеет вид:
Ud = Ud 0 cosa, где a - угол управления.
Угол сдвига фаз между током и напряжением на входе выпрямителя = .
Данные уравнения дают возможность полностью сопоставить параметры электрического сигнала во входной и выходной цепях выпрямителя относительно основной гармоники питающего напряжения и входного тока. Выпрямители, используемые для питания силовых электроприводов промышленных предприятий, как правило, способны работать только в двух квадрантах внешней характеристики, то есть инвертирование напряжения звена постоянного тока в питающую сеть невозможно. С учетом угла сдвига фаз между током и напряжением на входе выпрямителя = окончательное выражение для величины Zвэп относительно входа выпрямителя записывается в виде Zвэп = Zэмп ()kUe j. (5) По приведенному значению Zвэп рассчитывается тока статора ВЭП:
U1ф I1 =, где Zэ - полное входное сопротивление питающей сети.
Z + Z э вэп При таком подходе каждый единичный ВЭП в ЭТС может быть описан одним дифференциальным уравнением - уравнением движения и набором алгебраических и трансцендентных уравнений (6).
dw J = M (w) - Mс (w);
д dt l w Mс (w) = M + (Mн - M0 ) ;
wн w = w0;
Mд = pCI1b;
(6) U1ф + E g b =1- ;
U1ф - E p p 3xбw 3 1- w 1- e ;
g = xбwln1+ p - 2 1+ w 3xбw 1- e 2 U1ф I1 =.
Z + Z э вэп В этих формулах и далее приняты следующие обозначения:
J - суммарный момент инерции привода;
Mд - двигательный момент;
Mс, M0, Mн - момент сопротивления, трогания и номинальный момент рабочего механизма;
- показатель степени характеристики рабочего механизма;
0, н - синхронная и номинальная угловая скорость ВЭП;
p - число пар полюсов ВЭП.
Значения параметров rc, xc и константы С рассчитываются на основании исходных каталожных данных ВЭП. Величина rc находится из уравнения равновесия статорной обмотки ВЭП в момент пуска при = 0 при известных значениях пускового тока Iп и номинального напряжения Uн; величина хc - при номинальной угловой скорости ВЭП н и известных значениях номинального тока Iн и номинального напряжения Uн; константа С рассчитывается из выражения двигательного момента ВЭП в пусковом режиме при известных значениях пусковых тока Iп и момента Мп. Таким образом, полное информационное обеспечение представленной математической модели достигается использованием каталожных или паспортных данных ВЭП.
Условная схема моделирования ВЭП представлена на рисунке 5.
Рисунок 5 - Схема моделирования вентильного электропривода В ВЭП, как и в синхронной машине и ДПТ, ЭДС якоря создается намагничивающей силой (заведомо неизвестной величины) высококоэрцитивных постоянных магнитов ротора (в синхронной машине, ДПТ - обмотки возбуждения) и зависит от угловой скорости ротора. Следовательно, эта ЭДС может изменяться произвольно и независимо от изменения напряжения питающей сети. Кроме того, в выражение для нахождения Zвэп входит индуктивное сопротивления статорной обмотки хс, которое по принципу действия ВЭП зависит от угловой скорости ротора и в отличие от синхронной машины фактически не ограничено частотой питающей сети. В итоге, для ВЭП в динамических режимах невозможно поставить в соответствие конкретному значению угловой скорости ротора значение некоторого эквивалентного сопротивления. Для синхронной машины и ДПТ указанная проблема решена с помощью организации итерационной процедуры подбора такой величины эквивалентного кажущегося сопротивления машины, при которой различие значений узловых напряжений на текущем и предыдущем шагах итерации не достигнет заданного значения.
Условием выполнимости расчета электрического состояния схемы замещения ЭТС, является знание значений эквивалентных кажущихся сопротивлений всех ветвей, в том числе и ветвей с ВЭП. К концу некоторого шага счета известны напряжения во всех узлах ЭТС, то есть и напряжение на зажимах статора ВЭП, что позволяет рассчитать значение Zвэп. Подставляя найденное Zвэп в алгоритм электрического расчета схемы, можно получить новые значения узловых напряжений. Это позволяет организовать итерационную процедуру подбора величин Zвэп, которую следует ограничивать при приемлемом различии значений узловых напряжений на текущем и предыдущем шагах итерации. Эта процедура реализована в разработанном алгоритме расчета электромеханических переходных процессов в ВЭП. Данный алгоритм является частью общего алгоритма расчета электромеханического состояния ЭТС и отрабатывается в течение всего времени расчета данного состояния на каждом шаге интегрирования.
На основании исходных данных по ВЭП и прочих элементов ЭТС производится вычисление параметров, входящих в математическую модель ВЭП, описанную системой уравнений (6), и рассчитываются электромеханические параметры ЭТС в начальный момент времени. Далее организован итерационный процесс подбора значений Zвэп по аналогии с итерационными процедурами, предложенными для расчета кажущегося сопротивления синхронного привода и ДПТ. На первом итерационном шаге согласно выражению (5) рассчитывается значение Zвэп(0). Полученное значение Zвэп(0) подставляется в алгоритм расчета электрического состояния схемы для нахождения значений тока в ветви с ВЭП I(1) и напряжения U(1) в узле, для которого данная ветвь является отходящей. Найденное новое значение U(1) сравнивается с предыдущим U(0):
U(i) -U(i-1) d. (7) U(i) При приемлемом различии значений узловых напряжений согласно (7) на текущем и предыдущем шагах итерации итерационный цикл завершается. Если условие выхода из итерационного цикла (7) не выполнилось, на втором шаге итерации по уточненному значению U(1), которое подставляется в выражение (5), вычисляется новое значение Zвэп(1) с последующим пересчетом тока в ветви ВЭП I(2) и напряжения U(2) в узле нагрузки. Цикл продолжается до момента нахождения приемлемого значения Zвэп(i), при котором выполняется условие (7).
Далее осуществляется расчет электромеханических характеристик ВЭП согласно системе уравнений (6). По рассчитанному на последнем итерационном шаге значению тока в ветви с ВЭП вычисляется двигательный момент ВЭП. В случае, если момент сопротивления рабочего механизма имеет зависимую от угловой скорости привода характеристику, в выражение для расчета его механической характеристики подставляется текущее значение угловой скорости ротора.
Далее из уравнения динамики электропривода рассчитывается значение угловой скорости ротора ВЭП. Данное уравнение в случае зависимой от угловой скорости привода характеристики рабочего механизма имеет весьма громоздкое аналитическое решение, использование которого в расчетах не представляется целесообразным. Решение уравнения динамики электропривода производится численно с применением модифицированного метода Эйлера.
После решения уравнения динамики привода, используя полученное новое значение угловой скорости привода и последнее, уточненное на итерационном цикле, значение напряжения в узле нагрузки, вычисляется новое значение сопротивления двигателя Zвэп по формуле (5). В свою очередь, после нахождения Zвэп рассчитываются значения тока ветви с ВЭП и напряжения в узле нагрузки.
В итоге, к концу шага счета в момент времени t1 = t0 + t известны значения всех выходных параметров расчета: тока ветви, содержащей ВЭП, напряжения в узле нагрузки, угловой скорости ВЭП, двигательного момента ВЭП, момента сопротивления рабочего механизма.
Таким образом, известны все исходные данные для расчета нового электрического состояния ЭТС в промежутке времени от t1 до t2. Дальнейший расчет на следующем шаге проводится аналогично вышеприведенному и так далее до окончания указанного времени счета tсч. Программная реализация предлагаемого алгоритма показала его устойчивость и весьма высокую скорость сходимости.
Примеры различных переходных процессов в ЭТС с ВЭП, рассчитанные с применением описанных выше модели ВЭП и алгоритмов расчета, приведены на рисунках 6-8, где показаны графики изменения во времени угловой скорости, момента ВЭП, момента сопротивления рабочего механизма и напряжения в узле нагрузки в относительных единицах. При изменении режима работы ВЭП переходные процессы протекают аналогично тем, которые имеют место в ДПТ.
t, c Рисунок 6 - Характеристики (t), Mд(t), U(t) и Mc(t) при двукратном по величине провале питающего напряжения и постоянном во времени моменте сопротивления t, c Рисунок 7 - Характеристики (t), Mд(t), Mc(t) при двукратном по величине провале питающего напряжения и вентиляторном моменте сопротивления t, c Рисунок 8 - Характеристики (t), Mд(t), U(t) и Mc(t) при двукратном по величине скачке вентиляторного момента сопротивления Результаты проведенного моделирования свидетельствуют о достаточно полном отражении физических процессов, протекающих в ВЭП в переходных режимах. Соответствие результатов моделирования физическому протеканию рассматриваемых переходных режимов, а также построение модели ВЭП в прямой аналогии известным электромеханическим моделям синхронных машин и машин постоянного тока подтверждают адекватность и пригодность для включения в общий алгоритм расчета электрического состояния ЭТС предложенной модели ВЭП.
Универсальность модели ВЭП и алгоритма расчета электромеханических характеристик ВЭП дает возможность исследовать режимы и процессы ЭТС, содержащих ВЭП средней и большой мощности с различными характеристиками рабочих механизмов, для решения задач анализа устойчивости ЭТC, определения условий и выбора схем пуска приводов значительной единичной мощности в системах ограниченной мощности, определения условий и способов обеспечения успешного самозапуска двигателей и ряда подобных задач.
В четвертой главе приведены результаты анализа возможности повышения энергетических характеристик ШСНУ при применении ВЭП в составе данных установок с использованием разработанной модели ВЭП.
Для циклических процессов, протекающих при работе ШСНУ, со временем цикла tц главными энергетическими показателями служат цикловой КПД, определяемый как tц Р(t)dt Wц hц = =, tц Wц + DWц tц P(t)dt + DP(t)dt 0 где Wц и DWц - полезная энергия и потери энергии за цикл, и цикловой коэффициент мощности tц а Р (t)dt Wa cosjц = =, Wп tц S(t)dt где Wа и Wп - потребленная активная и полная энергия за цикл, Ра и S - активная и полная мощность.
ШСНУ характеризуются низкими энергетическими показателями с общим КПД, изменяющимся в весьма широких пределах - от 0,33 до 0,70. Повышение работоспособности и эффективности электропривода ШСНУ как одного из важнейших компонентов данных установок является ключевой задачей для снижения себестоимости добываемой нефти.
В части повышения энергоэффективности электропривода станков-качалок альтернативой асинхронным электроприводам с короткозамкнутым ротором выступают ВЭП, имеющие для этого достаточно мощный потенциал благодаря ряду достоинств и преимуществ. При использовании ВЭП в ШСНУ теоретически возможно регулирование скорости вращения в пределах одного цикла работы (качания) установки благодаря наличию станции управления, позволяющей заложить определенный алгоритм регулирования при подобном специфическом характере нагрузки. Эта перспектива может привести к повышению энергоэффективности установки и снижению динамических усилий в механической части привода, что немаловажно в связи с хрупкостью постоянных магнитов ВЭП. Регулирование скорости вращения ротора ВЭП также может повлиять на коэффициент формы нагрузочной кривой, уменьшая его и повышая тем самым цикловые КПД и соsj.
Ранее с использованием разработанной модели ВЭП были получены и проанализированы электромеханические переходные процессы при постоянном и вентиляторном моменте сопротивления рабочего механизма. Определенный интерес представляет случай, когда момент сопротивления имеет переменную во времени характеристику рабочего механизма, наиболее ярким примером которого в нефтяной отрасли является привод ШСНУ. Вместе с этим представляется удобным проиллюстрировать применение представленной модели ВЭП для оценки возможности повышения энергоэффективности ШСНУ при применении ВЭП.
В расчете используется зависимость момента сопротивления рабочего механизма ШСНУ в упрощенном виде:
p М = 2rP cosa - - М sin jц.м..
(8) с ур В формуле (8) приняты следующие обозначения: r - радиус кривошипа, м;
P - нагрузка в точке подвеса штанг, Н; - угол между радиусом кривошипа и шатуном, рад; Мур - уравновешивающий момент, Нм; ц.м. - угол между радиальным направлением центра вращающихся масс и вертикалью, рад. После включения указанной зависимости в представленный в главе 3 алгоритм расчета электромеханических переходных процессов в ВЭП производится расчет электромеханического состояния электропривода в каждый момент времени.
Результаты расчета представлены на рисунке 9.
Согласно ранее изложенному алгоритму расчета электромеханического состояния ЭТС к концу каждого шага счета известны значения напряжения узла нагрузки, тока в ветви с ВЭП, отходящей от данного узла, момента, угловой скорости ВЭП. Таким образом, имеются все данные для расчета полезной и затраченной мощности (Рпол, Рзатр) и энергии (Wпол, Wзатр) за цикл работы ШСНУ.
Мс, о.е., , о.е.
Мс t, c Рисунок 9 - Зависимость угловой скорости ВЭП и момента сопротивления при моделировании ВЭП в составе ШСНУ По найденным за время цикла значениям указанных величин рассчитывается цикловой КПД. На рисунках 10, 11 изображены графики полезной и затраченной энергии ВЭП и АД мощностью 15 кВт за время одного цикла работы ШСНУ. При этом значения цикловых КПД для АД и ВЭП составили 0,826 и 0,8соответственно, экономия электроэнергии за сутки - 386 кВтч, что составляет 6% суточного потребления электроэнергии.
Таким образом, представленная электромеханическая модель ВЭП позволяет рассчитывать энергетические характеристики, в частности, цикловые энергетические показатели ВЭП в составе ШСНУ, и может быть использована при оценке энергетической эффективности при применении ВЭП в данной установке.
t, c Рисунок 10 - График изменения полезной и затраченной мощности асинхронного электропривода и ВЭП за цикл работы ШСНУ t, c Рисунок 11 - Графики полезной и затраченной энергии асинхронного электропривода и ВЭП за цикл работы ШСНУ ЗАКЛЮЧЕНИЕ В представляемой работе получены следующие основные результаты.
1. На основании проведенного анализа особенностей и тенденций в области применения ВЭП с возбуждением от постоянных магнитов на предприятиях нефтедобычи обоснована необходимость учета ВЭП в общем расчете режимов и процессов промышленных ЭТС данных предприятий.
2. Выполнен анализ электромеханических свойств ВЭП и исследован характер зависимости эквивалентного кажущегося сопротивления ВЭП от ряда параметров. Установлена возможность построения наиболее простой модели ВЭП.
3. Разработана электромеханическая модель ВЭП с возможностью интеграции в схемы и алгоритмы расчета режимов и процессов промышленных ЭТС благодаря представлению ВЭП эквивалентным кажущимся сопротивлением, определяемым итерационным путем на шаге счета, и достаточно простому математическому описанию данной модели. Модель позволяет учесть независимый характер ЭДС, наводимой в статорной обмотке полем высококоэрцитивных постоянных магнитов индуктора ВЭП, дополняет существующий ряд электромеханических моделей элементов промышленных ЭТС, отвечает общим требованиям, предъявляемым к данным моделям, и позволяет расширить область исследования электромеханических переходных режимов и процессов ЭТС предприятий.
4. Разработан алгоритм расчета состояния ВЭП в составе данных ЭТС с применением указанной модели. Математическое описание представленной модели и разработанный алгоритм расчета электромеханических переходных процессов в ВЭП предусматривают полное информационное обеспечение расчетов на основе данных, приводимых в каталогах ВЭП.
5. Выполнено численное моделирование электромеханических переходных процессов в ВЭП в составе ЭТС. Показано соответствие результатов моделирования переходных процессов в ВЭП и физического протекания рассматриваемых переходных режимов.
6. Показано, что высокие энергетические показатели ВЭП позволяют повысить цикловые показатели энергоэффективности ШСНУ при применении ВЭП в составе установки взамен асинхронных электроприводов.
Основное содержание диссертационной работы отражено в следующих публикациях:
1. Улюмджиев А.С. Анализ особенностей применения вентильного электропривода в нефтегазовой промышленности. - Тезисы докладов научной конференции Актуальные проблемы нефтегазового комплекса России - М., РГУ нефти и газа, 2010.
2. Егоров А.В., Постнов С.П., Улюмджиев А.С. Анализ электромеханических свойств вентильного электропривода. // Территория Нефтегаз, 2011, №5.
3. Улюмджиев А.С. Моделирование вентильного электропривода в задачах расчета режимов и процессов промышленных электротехнических систем. - Тезисы докладов научной конференции Актуальные проблемы нефтегазового комплекса России - М., РГУ нефти и газа, 2012.
4. Егоров А.В., Улюмджиев А.С. Альтернативное применение и моделирование вентильного электропривода в штанговых скважинных насосных установках. // Труды РГУ нефти и газа имени И.М. Губкина, 2012, №2.
5. Ивановский В.Н., Садчиков Н.В., Улюмджиев А.С. Вопросы оптимизации закона движения выходного звена привода скважинной штанговой насосной установки. // Территория Нефтегаз, 2012, №5.
6. Ершов М.С., Егоров А.В., Улюмджиев А.С. Моделирование вентильного электропривода в задачах расчета режимов и процессов промышленных электротехнических систем. // Промышленная энергетика, 2012, №6.
Подписано в печать Формат 60х90/Бумага офсетная Усл. п.л.
Тираж 100 экз. Заказ № ______________________________________________________________________ Издательский центр РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина 119991, Москва, Ленинский проспект, Тел.: 8(499)233-95-
Авторефераты по всем темам >>
Авторефераты по техническим специальностям