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1、第29卷 第6期2008年11月石油学报ACTA PETROL EI SINICAVol.29Nov1No.62008基金项目:国家高技术研究发展计划(863)项目(2006AAOA103)和教育部创新团队基金(LRT0411)联合资助。作者简介:沈 跃,男,1961年7月生,1990年毕业于石油大学自动化专业,现为中国石油大学(北京)石油工程专业在读博士研究生,主要从事油气井井下系统信息与控制工程及智能检测技术的研究。E2mail:sheny1961 文章编号:025322697(2008)0620907206井下随钻测量涡轮发电机的设计与工作特性分析沈 跃1,2 苏义脑1,3 李 林3 李
2、根生1(11 中国石油大学石油工程教育部重点实验室 北京 102249;21 中国石油大学物理科学与技术学院 山东东营 257061;31 中国石油集团钻井工程技术研究院 北京 100097)摘要:依据经典的二维涡轮设计理论,研究了井下随钻测量涡轮发电机涡轮设计过程中应遵循的原则及约束条件。根据发电机电枢的双反应原理,采用相量法建立了发电机研究模型和内阻数学模型,通过数值分析手段研究了发电机外特性和电压调整率与电枢反应电抗之间的关系。研究结果表明,发电机内阻具有的电流负反馈和功率因数角负反馈特性,在一定程度上改善了电压调整率,并确定出了获得最佳电压调整率时电枢反应电抗的变化区域。根据涡轮发电机
3、实验测量数据,结合发电机电磁特性的理论分析以及涡轮设计理论,计算分析了涡轮的实际工作特性参数。关键词:涡轮发电机;外特性;转矩;电枢反应电抗;电压调整率;有功功率;数值模拟;随钻测量技术中图分类号:TE24214 文献标识码:ADesign of downhole turbine alternator for measurementwhile drilling and its performance analysisSHEN Yue1,2SU Yinao1,3LI Lin3LI Gensheng1(11Key L aboratory f or Petroleum Engineering of
4、the Ministry ofEducation,China University ofPetroleum,Beijing 102249,China;21College ofPhysics Science and Technology,China University ofPetroleum,Dongying 257061,China;31CN PC Drilling Research Institute,Beijing 100097,China)Abstract:The design principles and constraint conditions to design the tur
5、bine with measurement while drilling(MWD)techniquewere proposed on the basis of the classical two2dimensional design theory of turbine.A mathematic model of alternator was built foranalyzing the electromagnetic characteristics with vector analysis method.The internal impedance model of alternator wa
6、s used to an2alyze the relation between the exterior voltage characteristics or voltage regulation rate and the armature reactance with numerical cal2culation.The research results demonstrated that the internal impedance of alternator had both current and power factor angle feed2back characteristics
7、,which improved the voltage regulation rate to a certain extent.Additionally,an optimal variation range of thearmature reactance,in which there was less voltage regulation rate,was put forward.The characteristic parameters of the MWDturbine were computed and analyzed based on the experimental data o
8、f the downhole MWD turbine alternator,the theoretical analysisof the alternator electromagnetic characteristics and turbine design theory.Key words:turbine alternator;exterior voltage characteristics;torque;armature reactance;voltage regulation rate;effective power;numerical simulation;measurement w
9、hile drilling technique现代水平井钻进技术依赖于精确的轨道控制技术,从最初的井眼几何控制发展到近年来的地质导向钻井技术及闭环钻井技术124,井下随钻测量技术(MWD)也从钻井工艺参数的测量发展到与随钻测井(LWD)参数相结合,并促使井眼控制手段发生根本性的变化。随着MWD测量参数的增加和井下控制机构的复杂化,油气井开采深度和水平段长度的增加,井温的进一步升高及MWD井下工作时间的延长,MWD电力系统的容量和可靠性成为制约MWD系统正常工作的关键。由于电池容量有限且受温度影响很大5,一般可支持的连续工作时间在200h左右。目前,国外石油公司和钻井服务公司普遍将井下涡轮发电机
10、6作为MWD的标准配置。笔者依据经典的二维涡轮设计理论研究了MWD涡轮的设计方法,根据现代电机设计理论研究了永磁交流发电机的负载特性及电枢电抗参数的最佳设计区域,结合涡轮工作特性与发电机的功率特性分析,对MWD涡轮发电机系统的工作特性进行了研究分析。908石 油 学 报2008年 第29卷 1 涡轮的设计原则与约束条件111 涡轮的无因次设计原则根据二维流动理论7,涡轮设计的无因次系数8 包括轴向速度系数cz、冲击度系数ma及环流系数cu。对于井下MWD发电机的小尺寸涡轮,要求能在较低排量下正常工作,并具有相对较高的功率和扭矩输出。考虑到发电机的高电磁负荷和高转速特点,MWD涡轮设计应遵循的原
11、则为:cz=0171,ma=015及cu=1。在设计点处涡轮速度矢量三角形为矩形,如图1所示。其中,u为涡轮转子叶片入口和出口圆周速度;w1和w2分别为叶片入口和出口相对速度;c1和c2分别为叶片入口和出口绝对速度;cu为绝对速度沿圆周方向分量,cz为绝对速度轴向分量;为涡轮导叶液流角;为涡轮转子液流角。图1 涡轮设计点处速度矢量三角形Fig.1Speed vector triangle at turbine design point112 涡轮设计的约束条件根据图1的速度三角形,涡轮出口处流体绝对速度圆周分量c2u为0。为使涡轮产生的水力损失最小,涡轮设计应满足的约束条件是:在各个直径的叶栅
12、面上应使uc1u。其中,clu为涡轮入口处流体绝对速度圆周分量,c1u=Er/u,u2Er,则Eru2min,umin=nDi/60(1)式中:Er为涡轮比能,J/kg;Di为轮毂直径,m;n为额定流量下转速,r/min。比能计算以轮毂直径为基准,由理论输出功率与比能关系得到Pth=QiEr(2)式中:Qi为额定流量,m3/s;为流体密度,kg/m3。在涡轮尺寸不变的条件下,通过增大额定流量下的转速提高比能,进而可以增大涡轮的输出功率。环流系数为cu=(clu-c2u)/ux=Er/u2x=(Di/Dx)2(3)式中:Dx为叶轮径向某处直径(DiDxDa),m;Da为轮缘直径,m;ux为叶轮某
13、一直径处流体圆周速度,m/s。cu只与Di/Dx有关,当直径Dx由轮毂变化到轮缘时,环流系数由1改变为(Di/Da)2。轮毂比Di/Da越小,轮缘直径处的环流系数越小,涡轮的功率越小。因此,为保证涡轮有足够的扭矩和功率,轮毂比一般不小于018。2 发电机电磁特性的相量分析模型211 电枢反应及电势相量方程井下MWD发电机是一种凸极永磁同步交流发电机,负载呈感性。由于凸极同步发电机中转子直轴与交轴的气隙和导磁材料不同,造成交轴反应磁势和直轴反应磁势的不等,电枢感应电动势为多个电动势的相量和,由此得到电势相量方程为9 E0=U+Iar0-Eaq-Ead-E=U+Iar0+jIaXq+jId(Xd-
14、Xq)(4)式中:E0为空载电动势,V;U为端电压,V;Ia=Id+Iq,为相电流,A;Id为直轴电流,A;Iq为交轴电流,A;r0为电枢电阻,;Eaq=-IqXaq,为电枢反应交轴磁通产生的感应电动势,V;Ead=-IdXad,为电枢反应直轴磁通产生的感应电动势,V;E=-IaX,为电枢绕组漏磁通产生的感应电动势,V;Xad为直轴反应电抗,;Xad为交轴反应电抗,;X为漏电抗,;Xd=Xad+X,为直轴同步电抗,;Xq+Xaq+X为交轴同步电抗,。根据电枢电势相量图分析,感性和阻性负载下发电机的内功率因数角(E0与Ia之间相角)为=arctan(IaXq+Usin)/(Iar0+Ucos)2
15、12 内阻数学模型绕阻的电枢反应可以等效为呈感性的发电机内阻,表示为Z0=r0+j Xq+(Xd-Xq)sin=r0+jX0(5)通过对内功率因数角分析,当电流由零逐渐增大时,从开始随电流逐渐增大。由于永磁发电机的Xq Xd,使内阻感抗X0逐渐减小,致使内阻随电流的增大而减小,因此内阻具有电流负反馈特性。此外,当由零逐渐增大时,也逐渐增大,使X0逐渐减小,内阻同时具有功率因数角负反馈特性。内阻随电流和功率因数角发生变化,直接影响发电机的外特性、电压调整率和有功功率的输出。213 电枢反应电抗对外特性及电压调整率的影响将电势方程变换为笛卡尔坐标形式,整理后得 第6期沈 跃等:井下随钻测量涡轮发电
16、机的设计与工作特性分析909E0=U+Iar0(cos-j sin)+jIa(cos-j sin)Xq+(Xd-Xq)sin(6)E0的实部为Re(E0)=U+Iar0cos+IaXq+(Xd-Xq)(IaXq+Usin)U2+I2a(r20+X2q)+2UIa(r0cos+Xqsin)sinE0的虚部为Im(E0)=IaXq+(Xd-Xq)(IaXq+Usin)/U2+I2a(r20+X2q)+2UIa(r0cos+Xqsin)1/2cos-Iar0sinE0的模为|E0|=Re E02+Im E02E0的实部和虚部均与U和Ia有关,当E0为常数时,U与Ia的关系为超越函数,U(Ia)只有数
17、值解。在E0=100V、r0=1911、Xq=6124、Xd=3114及功率因数为参量的条件下,通过迭代法(迭代误差为01001V)计算了发电机外特性数值曲线(图2)。随着功率因数的减小,负载感性增强,电枢反应的去磁电流作用增大,曲线下降的平均斜率K=U/Ia逐渐增大;当cos达到017后,斜率又随cos的减小逐渐降低。曲线斜率随功率因数呈非单调变化,在cos=017处产生拐点。图2 端电压与相电流关系Fig.2Relation of terminal voltage with phase current根据式(5)分析,发电机的内阻特性直接影响到端电压U,即U=E0ZL/(ZL+Z0)将功率
18、因数作为参量的条件下,内阻感抗随电流变化的数值计算结果(图3)表明,在相同功率因数下,图3 内阻感抗与相电流关系Fig.3Relation of internal inductance withphase current内阻感抗随着电流的增大而减小,纯阻负载下的电流负反馈最强;随着功率因数的减小,电流负反馈能力急剧下降,功率因数角负反馈逐渐增强,纯感性负载下的功率因数角负反馈最强。这就是图2曲线斜率随功率因数变化时出现拐点的原因。感性负载下发电机外特性的这种现象普遍存在,只是拐点处的功率因数值与发电机参数有关。综合以上分析,在功率因数等于1时,内阻变化对端电压下降的抑制依靠内阻感抗的电流负反馈
19、;当功率因数小于1时,依靠内阻感抗的功率因数角负反馈。电压调整率与额定电流下的外特性UN/E0有关,感性负载的电压调整率远大于阻性负载。在功率因数一定时,电枢反应电抗通过内阻对电压调整率产生影响。在E0=100V、r0=2、Ia=215A及Xd为参量的条件下,阻性负载的随Xq变化曲线(图4)表明,电压调整率随着Xq和Xd同步增大,但在Xq5范围内各曲线的电压调整率均变化较小。在Xd10范围内,可以得到小于1%的电压调整率变化量。图4 阻性负载电压调整率随电枢电抗变化曲线Fig.4Relation of armature reactance and voltageregulation rate
20、under resistive load说明电枢反应电抗在该区域内变化时对电压调整率的影响很小,应该是同步发电机电抗参数设计的最佳区910石 油 学 报2008年 第29卷 域。数值分析表明,发电机最佳电枢反应电抗区域与电动势有关,电动势越高区域越宽。3 涡轮发电机的工作特性311 涡轮的工作特性涡轮工作特性是指理论扭矩M、输出功率Pp、压力降p、效率p、转速n与流量Qi的关系。根据涡轮理论特性曲线,当涡轮尺寸和流体性质一定时,在效率p保持不变条件下,由涡轮运动和动力的相似性得到流量改变后的特性参数为n=nQiQi p=pQiQi2M=MQiQi2Pp=PpQiQi3312 涡轮发电机的输出功
21、率与效率涡轮扭矩和输出功率均与导叶出流角1和转子出流角2及流量有关。当1、2及Qi偏离设计工况值时,涡轮的水力冲击损失增大,功率和效率下降。设涡轮输入的水力功率为Pi,则涡轮发电机由水力功率转换成的有功电功率为Pu=fi1ePi(7)式中:f为考虑摩擦损失的涡轮指示效率,%;i为实际涡论参数偏离理论设计值时由于水力冲击损失引起的机械功率衰减系数;1为涡轮与发电机连接系统机械效率,%;e为发电机输入机械功率转换为有功功率的电磁效率,%。涡轮的实际工作效率p=fi,由摩擦产生的能量损失可以看成是沿程损失,在阻力系数和涡轮参数不变情况下,沿程损失hyQ2i,因此流量增大时指示效率下降。根据涡轮扭矩与
22、转速的理论关系,可以计算出涡轮产生的实际扭矩为Mp=pM=pK1Qi(K2Qi-n)(8)由发电机转矩平衡方程得到稳定转速。令涡轮实际输出扭矩与发电机拖动转矩相等,整理后有n=pK3Q2i-T0pK1Qi(9)由发电机有功功率和转速关系得到与涡轮流量的理论关系式为Pu=mpC2e(pK3Q2i-T0)2cos2pQ2iK21ZL1-(i)2(10)发电机输出电压变化率(随电流小范围变化)为(i)=(E0-U)/E0式中:Ce为电动势系数;M为涡轮理论扭矩,Nm;T0为发电机空载转矩,Nm;mp为发电机相数;ZL为负载阻抗,;K1、K2和K3为与涡轮几何参数和流体密度有关的系数。有功功率与流量呈
23、多项式关系,与负载阻抗呈反比。4 随钻测量涡轮发电机工作特性测量411 测量装置涡轮发电机测量用的井下螺杆泵测试系统由4台并联大功率高压泥浆泵(每台泵排量为8L/s)、测试台架、流量计、交流电压表和大功率负载电阻组成。实验涡轮及发电机均由中石油集团钻井工程研究院研制,涡轮由导叶和叶轮转子组成,直径为110mm;发电机外径为100mm,涡轮与发电机转轴通过磁力耦合器连接,组装进外径为172mm的不锈钢钻铤,并安装在测试台架上。以水作为流体,流体从发电机外部与钻铤内径之间6mm的环形流道间隙通过,对发电机电枢起冷却作用。根据计算,环形流道当量水力直径为12mm,实验流量范围内产生的流体压力损失小于
24、0117MPa。412 发电机外特性及功率特性的测量发电机永磁材料采用稀土钐钴,四磁极24槽2支路并接结构,最高工作温度为125,三线制 连接输出,通过减小电枢交轴、直轴反应电抗改善了电压调整率和有功输出功率。发电机参数如下:电枢电阻为0154,漏电抗为0172,直轴反应电抗为0122,交轴反应电抗为1106,1 500r/min额定转速下空载相电动势为4912V。测量外特性时,用直流调速电动机驱动发电机运转并保持转速稳定,发电机通过三相全波整流电路接入对称阻性负载,在改变负载电流的条件下测量输出电压。数据分析表明,外特性的实验测量值与理论计算值最大相对误差小于3%,说明了根据发电机电枢反应所
25、建立研究模型的正确性。发电机阻性负载下额定输出功率为689W,5A额定电流时电压调整率为713%。数值计算表明,感性负载功率因数cos=019时,额定输出功率为591W,电压调整率为1215%,在高电磁负荷下体现了较好的电压和功率输出特性。413MWD涡轮发电机工作特性的测量台架实验中用流体驱动涡轮发电机工作,通过改变流体流量,测量发电机在不同阻性负载下的转速、相电压和有功功率。根据泥浆流量与发电机输出功率测量数据,得到涡轮发电机功率特性实验曲线(图5)。第6期沈 跃等:井下随钻测量涡轮发电机的设计与工作特性分析911图5 涡轮发电机功率特性实验曲线Fig.5Experimental curv
26、es of characteristic outputpower of turbine alternator 发电机有功功率随负载同步增大,当负载一定时,功率随流量呈非线性变化,均与式(10)的理论分析基本相符。由于流量增大时涡轮的效率下降,因此功率随流量升高的并不剧烈。设阻性负载下发电机的电磁效率e为018,l为1,涡轮指示效率i为0185。根据流量、转速和有功功率测量值及涡轮理论特性,计算出涡轮的理论输出功率为Pth=M=nM/30实际输出功率为Pp=Pu/1e实际输出扭矩为Mp=Pp/=30 Pu/(n1e)水力输入功率为Pi=pQi=Pth/i涡轮压差为p=Pi/Qi涡轮实际工作效率为
27、p=Pp/Pi 根据涡轮相似性原理,得到不同流量下符合设计工况的无冲击最优转速为nopt=noptQi/Qopt其中,最优设计值nopt=1 500r/min,Qopt=20L/s。表1为涡轮发电机在阻性负载ZL=52 时涡轮工作特性参数的测量值和计算数据。表1 阻性负载下涡轮工作参数Table 1The characteristic parameters of turbine under resistive load流 量Qi/(Ls-1)实际转速n/(rmin-1)有功输出功率Pu/W实际扭矩Mp/(Nm)实际输出功率Pp/W理论输出功率Pth/W水力输入功率Pi/W实际效率p/%优化转速
28、nopt/(rmin-1)涡轮压差p/MPa161 261129112216146454629151 20001034181 489181114522664475829181 35001042201 68823311652918731 02728141 50001051221 87128611833581 1561 36026131 65001062242 08835621044451 4741 73425171 80001072262 28742721235341 8562 18424141 95001084282 47149821406222 3122 72022192 100010973
29、02 75061621687702 7353 21823192 25001107323 03775421969423 1773 73825122 40001117 由表1看出:随着流量的增大,涡轮转速偏离最优设计值的程度增加,从而使涡轮效率下降并引起压差的增大;各流量下的涡轮实际转速均高于最佳转速值,可以继续增加负载降低转速,使输出功率和效率提高;计算过程中指示效率设为定值,如果考虑到指示效率随流量的增大而下降的特点,流量增大情况下涡轮的实际工作效率应该更低;在某些转速点已接近优化转速情况下,涡轮效率最大值未超过30%,通常设计和加工良好的涡轮在优化转速下最高效率应达到70%以上10,这说明实
30、验用涡轮的设计和加工存在一定的问题。对实验涡轮导叶和转子叶片平均直径处的入流角、出流角进行测量,实际测量值与依据约束条件的理论值均有一定的偏差。实测值为:1=2=3612,2=90,1=7814;设计值为:1=2=2811,2=90,1=5810。出现偏差的主要原因为:实验涡轮依据涡轮钻具中涡轮的设计方法,设计时仅以涡轮平均直径处作为参考点,导叶和转子叶片入、出流角均没有在涡轮径向按最佳设计取值,使涡轮中流场恶化,冲击损失增大;设计时没有考虑叶片厚度的影响,使涡轮参数产生偏差;导叶和转子叶片均通过钢板线切割后焊接912石 油 学 报2008年 第29卷 在轮毂上,装配误差和焊缝的存在使流体在涡
31、轮中产生额外的冲击损失和摩擦损失。5 结 论(1)采用二维流动理论进行MWD涡轮设计时,应遵循涡轮设计原则和约束条件,或根据三维黏性流体紊流模型,以CFD软件对涡轮内部流场进行分析,优化涡轮结构。涡轮的成型应整体通过数控机床精密加工完成,保证几何尺寸的精确性。(2)发电机外特性和电压调整率受到内阻和负载功率因数的双重影响,由于电枢反应使内阻具有电流和功率因数角负反馈特性,在一定程度上改善了外特性和电压调整率,但负载功率因数的影响仍较大。(3)通过数值分析得出的发电机最佳电枢反应电抗区域与电动势成正相关,符合发电机自身电抗随电动势变化的特点,有利于发电机的电磁设计。参考文献1 张绍槐.现代导向钻
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