Выбор и проектирование электрооборудования УЭЦН для откачки нефти из скважин

Размещено на http://www.allbest.ru/

Выбор и проектирование электрооборудования УЭЦН для откачки нефти из скважин

Введение

Значительную часть добываемой в России нефти получают из скважин, оборудованных для механизированной добычи, которую осуществляют насосным и компрессорным способами. Для насосной добычи используют штанговые плунжерные насосы или бесштанговые погружные центробежные электронасосы. Область экономически целесообразного применения того или другого вида насосной установки определяется сочетанием суточной производительности скважины и глубины подвески насоса.

Бесштанговые погружные насосы используют на скважинах с форсированным отбором жидкости при значениях 400 - 500 м³/сут и на скважинах с меньшей производительностью 40 - 300 м³/сут при глубине скважины от 400 до 2800 м.

Промышленностью выпускаются центробежные насосы ЭЦН около 30 типоразмеров с подачей от 40 до 500 м³/сут и номинальным напором 445 - 1480 м.

Для работы в сильнообводненных скважинах с содержанием в жидкости повышенных количеств песка разработаны и внедрены в эксплуатацию износостойкие насосы ЭЦН с некоторыми конструктивными изменениями (применены резина, пластмасса, хромистые стали), повышающими стойкость насоса против износа и коррозии.

Данная работа посвящена проектированию и выбору элементов электрооборудования ЭТКС УЭЦН: кабельной линии и промысловому трансформатору.

1. Структура ЭТКС и УЭЦН

На производствах промышленности, на нефтегазовых промыслах значительная часть рабочих процессов выполняется механизмами и машинами с помощью электроэнергии и электротехнических систем (ЭТС). Различают следующие виды ЭТС:

· электротермические;

· сварочные;

· электромеханические;

· электротехнологические;

· пьезоэлектрические;

· специальные.

Все эти ЭТС вне зависимости от своего назначения имеют общие свойства и в частности общую структуру.

ИЭ - источник электроэнергии. К нему относятся промышленная сеть, сеть постоянного тока, аккумуляторы и т.д.

ПЭ - преобразователь электроэнергии. Он преобразовывает электроэнергию с одними параметрами в электроэнергию с другими параметрами (преобразователь частоты, трансформатор, вентиль и др.).

ЭТУ - электротехнологическое устройство. Оно преобразует электрическую энергию в технологическую (химическую, тепловую, световую, механическую, акустическую, гидравлическую и т.д.).

ПУ - преобразовательное устройство. Оно осуществляет преобразование технологической энергии с одними параметрами в технологическую энергию с другими параметрами (редукторы в электроприводах).

РМ - рабочий механизм. К нему относится часть ЭТС, которая обеспечивает реализацию рабочих процессов и приводит в действие, например, электродвигателями: в металлорежущих станках используют резец, шпиндель, поворотный стол; в химической промышленности термокамерами приводит в действие нагревательную установку.

ТО - технологический объект. Он подвергается преобразованию в ходе рабочего процесса.

УУР - устройство управления и регулирования. Оно поддерживает необходимое течение рабочего процесса и управляет его параметрами, воздействуя на все эти узлы. Он содержит: измерительную, вычислительную, управляющую, защитную части.

2. Выбор КЛ

Выбор сечения кабельной жилы производим с учетом условий нагрева, допустимых потерь напряжения и мощности и термической устойчивости к токам короткого замыкания. Из всех значений, полученных условий, выбирается наибольшее сечение.

Сечение жил выбираем таким образом, чтобы они соответствовали минимальным приведенным годовым затратам на эксплуатацию кабельной линии, которые в существенной степени определяются потерями энергии в линии. Это требование сводится к применению нормативной экономической плотности тока и определению расчетного экономического сечения токопроводящей жилы S_эк по формуле:



где I_м.р - максимальный расчетный ток в кабельной линии при нормальном режиме работы;

j_эк - экономическая плотность тока, А/мм², принимается на основе опыта эксплуатации.

Принимаем режим работы электродвигателя номинальным. Тогда величина тока I_м.р определяется из выражения:

где Р_ном, Q_ном, S_ном - активная, реактивная и полная мощности, потребляемая ЭЦН из промысловой сети.

где Р_п.д - необходимая мощность на валу приводного электродвигателя, потребляемая центробежным насосом;

з - КПД электродвигателя.

Для выбора значения j_эк необходимо знать материал токопроводящей жилы (медь) и величину времени использования максимальной (номинальной) нагрузки Т_м кабельной линии за год (в часах). Тогда экономическую плотность тока можно определить из аналитической формулы:



где j_(эк)0 - нулевая экономическая плотность тока при Т_м = 0, либо найти в нормативной таблице j_(эк) = F(Т_м).

Будем считать, что для установок с ЭЦН Т_м составляет более 5000 часов. Величина j_(эк)0 для кабеля с резиновой и полиэтиленовой изоляцией и медными жилами составляет 3,9 А/мм². Тогда аналитическое значение плотности тока:

Значение экономической плотности тока для кабелей с резиновой и полиэтиленовой изоляцией с медными жилами при Т_м более 5000 часов составляет 2,7 А/мм². Учитывая сложные условия эксплуатации кабельной линии в установках ЭЦН для добычи нефти принимаем j_(эк) = 2,5 А/мм² и определяем расчетное экономическое сечение жил кабельной линии:

Выбираем ближайшее стандартное значение S_ст = 25 мм² и марку кабеля на 2300 В КПБК с данными, приведенными в табл. №1.

Таблица №1

Число и сечение жил, мм2	Конструкция жилы	Толщина изоляции, мм	Толщина оболочки мм	Диаметр кабеля, мм	Масса, кг/км
3Ч25	7*2,11	1,8	2,0	32,1	2140

Кабель с полиэтиленовой изоляцией круглый для погружных ЭЦН, с гибкой ленточной броней, с разрывным усилием 156,8 кН, напряжением 2300 В при температуре окружающего воздуха от - 60 до + 45?С и пластовой жидкости при температуре до + 95?С, давлении 20 МПа, газовом факторе до 180 м³/т, местном перепаде давления до 4 МПа и спуско-подъемных операций не ниже - 50?С. Минимальный радиус изгиба не менее 300 мм. ТУ 16.505.129-75.

Круглый кабель КПБК является основным и служит для подвода электроэнергии трехфазного тока к погружному электродвигателю на участке от питающего трансформатора до нижней насосно-компрессорной трубы. На участке между электродвигателем и первыми насосными трубами применяется плоский кабель - удлинитель, соединенный с основным кабелем неразъемной соединительной муфтой (сросткой). В качестве кабеля-удлинителя выбираем плоский кабель марки КПБП с данными, приведенными в табл. №2.

Таблица №2

Число и сечение жил, мм2	Конструкция жилы	Толщина изоляции, мм	Толщина оболочки мм	Размеры кабеля, мм Н хВ	Масса, кг/км
3Ч16	1*4,45	1,4	0,9	13,1*32,2	1170

Проверяем возможность размещения погружного агрегата (кабель+ центробежный насос) в скважине:

;

Условия размещения выполняются. Проверяем выбранные сечения по длительно допустимому току I_дл.доп. Согласно ПУЭ допустимый длительный ток I_дл.р для кабелей с медными жилами, с резиновой или пластмассовой изоляцией, бронированных, трехжильных, находящихся в земле составляет 150 А для сечения токопроводящей жилы 25 мм². Этот ток принят для температуры жилы + 65 ?С и земли + 15 ?С. Длительно допустимый ток при другой температуре окружающей среды можно определить с помощью поправочного коэффициента k(t) который, если считать коэффициент теплоотдачи неизменным, выражается формулой:

где t_дл.доп - длительно-допустимая температура для кабеля КПБК,

равная + 95?С;

t_о.р - расчетная температура окружающей среды;

t_о.с - температура среды, окружающей кабель, которую условно можно принять равной температуре пластовой жидкости, окружающей кабельную линию в скважине.

Длительно допустимый ток погружного кабеля КПБП:

Выбранный кабель проходит по нагреву, т.к. соблюдается условие:

Потери напряжения и мощности в кабельной линии

Потери напряжения и мощности в кабельной линии создаются собственной распределенной индуктивностью L_A, L_B, L_C его фаз, сопротивлениями фаз R_A, R_B, R_C, собственной распределенной емкостью С_А, С_В, С_С относительно экрана (приложение), а также межфазными взаимными индуктивностями М_АВ, М_ВС, М_АС и взаимными емкостями С_АВ, С_ВС, С_АС. При длине кабельной линии не более 20 км можно воспользоваться для расчета потерь напряжения и мощности упрощенной Г - образной схемы замещения (рис. 2.2) с сосредоточенными параметрами.



U_A; U_ad - комплексные фазные напряжения питающей сети и двигателя;

I_В - комплексный ток проводимости кабельной линии;

G_l - активное сопротивление жилы кабеля;

R_л - активное сопротивление линии, определяемое по формуле:

где l - длина кабеля в км;

R₀ - активное сопротивление кабеля, равное

где л - удельная проводимость при 20 ?С, принимаемая для меди с учетом отбавки на скрутку и нагартовку жил, равной 51,2 МСм/мм²;

б - температурный коэф. сопротивления для меди равный 0,004 град ^-1;

t_каб - температура жилы кабеля в ?С.

В скважинах кабели КПБК и КПБП работают в крайне сложных температурных условиях. Некоторая часть его длины, иногда значительная, погружена в жидкость с высокой температурой (до 60 - 90) ?С, а часть кабеля находится в скважине вне жидкости. При этом весь кабель касается насосно-компрессорных труб, которые нагреваются потоком восходящей жидкости. Часть кабеля может оказаться прижатой к обсадной колонне, температура которой соответствует температуре почвы на данной глубине. Наконец часть кабеля находится на поверхности земли при температуре окружающего воздуха. Вследствие изложенного условно принято считать, что температура жилы кабеля соответствует температуре жидкости в скважине.

Индуктивное сопротивление линии вычисляется по формуле

где Х₀ - индуктивное сопротивление на единицу длины кабельной линии.

Для определения Х₀ воспользуемся известной из теоретических основ электротехники формулой

где - среднегеометрическое расстояние между фазными проводниками кабеля (рис. 2.3);

r - приведенный (с учетом формы сечения и поверхностного эффекта) радиус фазного проводника.

Принимаем отношение D_ср / r равным 4,69 с учетом наличия у кабеля изоляции.

Тогда

Потери напряжения ДU_л в номинальном режиме работы установки ЭЦН равны

и не должны превышать в нормальном режиме (5…7)% от номинального расчетного напряжения. В качестве последнего используем номинальное напряжение погружного электродвигателя. Это напряжение зависит от мощности, диаметральных размеров, рода изоляции и других условий и поэтому не бывает одинаковым у всех типов двигателей. Одинаковое напряжение для всех типоразмеров погружных электродвигателей нецелесообразно, т.к. это ухудшает их характеристики и усложняет их производство.

или в относительных единицах

%

что можно считать допустимым (8,018 < 10%), т.е. кабельная линия проходит по потерям напряжения.

Величина активных ДР_л, реактивных ДQ_л и полных ДS_л потерь мощности в кабельной линии зависит от активного R_л и реактивного Х_л сопротивления фаз токопроводящего кабеля. Приближенно нагрузочные потери мощности в линии можно определить по номинальному напряжению погружного электродвигателя

или в сравнении с общими активными потерями мощности в установке ЭЦН

%

что можно считать приемлемым, т.к. допустимые потери мощности в кабеле относительно общих потерь при условии правильного подбора кабеля по параметрам установки ЭЦН и скважины составляют 8 - 18%.

Напряжение в начале кабельной линии, которое должен обеспечивать трансформатор промысловой станции управления для получения номинального напряжения на погружном электродвигателе составляет:

Емкостной ток на зарядку-разрядку кабельной линии

В_l - емкостная проводимость кабельной линии;

В₀ - емкостная проводимость кабельной линии на единицу длины.

Реактивная мощность, генерируемая кабельной линией

Полная реактивная мощность установки ЭЦН с учетом заряда-разряда

Полная мощность на входе кабельной линии

3. Выбор трансформатора

Трансформатор выбираем по напряжению U_н.к = 988,363 В и полной мощности S_? = 120,291 кВА. Трансформатор марки ТМПН-125/Э-УХЛ1 с номинальной мощностью 125кВА (S_ном > S_?) и напряжением ХХ вторичной обмотки U_2хх=400ч2500 В. Параметры трансформатора представлены в табл. №3.

Таблица №3

Номинальная мощность, кВА	Напряжение хх вторичной обмотки, В	Ступень регулирования, В	Потери хх, кВт	Потери КЗ, кВт	Ток хх, %	Напряжение кз, %
125	400-2500	60	0,34	2,00	1,1	5,5

Величина потерь активной мощности в трансформаторе



где k₃ - коэфф. загрузки трансформатора, который находится по формуле:

Величина потерь реактивной мощности

где ДQ_нам - потери реактивной мощности на намагничивание;

ДQ_рас - потери реактивной мощности рассеяния в трансформаторе при номинальной нагрузке;

S_ном.тр - номинальная мощность трансформатора.

Проводимость активных потерь



Проводимость намагничивания

Потери напряжения в трансформаторе

Напряжение хх вторичной обмотки трансформатора

Расчет ступени регулирования в трансформаторе

Принимаем n = 11 (U_ст.ср - среднее значение ступени регулирования).

Фактическое значение напряжения на погружном электродвигателе

Отклонение напряжения на погружном электродвигателе

%

Отклонение напряжения дU_дв не превышает предельно допустимое значение 5%. Следовательно, кабель и трансформатор выбраны верно.

4. Расчет ПЧ для ПЭД

Общие сведения о ПЧ

ПЧ в ЭП является силовым регулятором, вход которого подключен к питающей сети с нерегулируемыми значениями напряжения U₁ и частоты f₁, а на выходе обеспечиваются регулируемые значения напряжения U₂ (или тока I₂) и частоты f₂ в зависимости от задания и управляющих сигналов U_у.

Применение ПЧ в ЭП обеспечивает наиболее экономичные способы регулирования скорости и момента электродвигателей переменного тока. В зависимости от типа электропривода ПЧ может быть включен между питающей сетью и статорной обмоткой двигателя (частотно-управляемый ЭП), как это показано на рис. 2.6, а, или между роторной обмоткой и питающей сетью (например, в ЭП с машиной двойного питания (рис. 2.6, б)). Такое включение обычно позволяет уменьшить установленную мощность ПЧ, но требует применения электродвигателя с фазным ротором.



Поведение и свойства электродвигателей переменного тока при питании от источника напряжения регулируемой частоты достаточно подробно были известны уже в 60-е годы прошлого века, но практического применения частотно-управляемые ЭП в то время не получили из-за отсутствия элементной базы для разработки статических ПЧ.

Исключением были высокоскоростные частотно-управляемые ЭП, выполненные на высокочастотных короткозамкнутых АД и электромеханических ПЧ.

Электромеханические ПЧ.

Классический вариант электромеханического ПЧ, выполненного на двух синхронных машинах М1 и М2 и двух машинах постоянного тока М3 и М4 показан на рис. 2.7, а. Электромашинный агрегат М1, М3 (агрегат постоянной скорости щ₁ = const) является источником напряжения постоянного тока, значение и полярность которого задаются током возбуждения I₃, и которое определяет скорость щ₂ агрегатов М2, М4, т.е. частоту f₂ и напряжение U₂ на выходе ПЧ. Ток возбуждения I₂ машины М2 регулируется в небольших пределах для получения желаемых законов частотного управления.



Отметим две основные особенности работы ПЧ в системе ЭП переменного тока:

· возможность работы электродвигателя во всех четырех квадрантах электромеханических характеристик (реверсивность ПЧС);

· наличие в системе ЭП источника реактивной энергии, обеспечивающего работу электродвигателя при коэффициенте мощности не равном единице, что в общем случае характерно для электродвигателей переменного тока.

На рис. 2.7, б и в показаны диаграммы активной и реактивной мощности ЭП с электромеханическим ПЧ для двигательного режима (рис. 2.7, б) и генераторного режима (рис. 2.7, в) электродвигателя М.

В первом случае машины М1 и М4 работают в двигательном режиме, М2 и М3 - в генераторном. Во втором - М1 и М4 работают генераторами, М2 и М3 - двигателями. Реактивная энергия в обоих случаях циркулирует между сетью и машиной М1 и между машинами М2 и М.

Переход в генераторный режим электродвигателя М возможен при активном моменте на его валу или при выполнении генераторного частотного торможения.

При активном моменте на валу электродвигателя М угловая скорость щ₂ увеличивается, возрастает ЭДС машины М4, ток в якорной цепи меняет направление (I_г на рис. 2.7, а), и в соответствии с диаграммой, показанной на рис. 2.7, в, избыточная активная мощность Р₁ автоматически передается в питающую сеть.

Для выполнения генераторного частотного торможения уменьшают ток возбуждения I₃ и далее регулируют его в функции угловой скорости щ двигателя М (обычно поддерживается постоянным его абсолютное скольжение в генераторной области). Режим работы машин ПЧ соответствуют при этом также рис. 2.7, в.

Находят применение и варианты электромеханического ПЧ. Так для регулирования мощных высокоскоростных электродвигателей нереверсивных ЭП применяется электромеханический ПЧ, в котором вместо агрегатов М1, М3 используется регулируемы ТП постоянного напряжения. В маломощных станочных высокоскоростных ЭП используется нерегулируемый электромеханический ПЧ, в котором машины М1 и М3 отсутствуют, двигатель М4 - асинхронный короткозамкнутый, питается непосредственно от сети, а в качестве генератора М2 применен индукционный генератор.

Основные достоинства электромеханического ПЧ:

· синусоидальное выходное напряжение;

· естественная реверсивность ЭП;

· устойчивость работы ПЧ в режимах перегрузки и аварийных режимах двигателя М;

· простота обслуживания.

Вместе с тем очевидны недостатки электромеханического ПЧ:

· плохие массогабаритные показатели;

· большая инерционность контура регулирования частоты f₂ и напряжения U₂;

· высокий уровень шума;

· значительные потери, вызванные 4-кратным преобразованием энергии.

Статические ПЧ

Указанные недостатки практически отсутствуют у статических ПЧ, выполненных на ключевых электронных элементах: тиристорах, запираемых тиристорах и силовых транзисторах (биполярных, биполярных с изолированным затвором и полевых). Использование ключевого режима приводит к тому, что выходное напряжение U₂ у всех без исключения видов статических ПЧ несинусоидально и кроме основной (первой) гармоники содержит обычно целый спектр высших гармонических составляющих, а в некоторых ПЧ еще и низкочастотные субгармонические составляющие. Ток, потребляемый из сети статическими ПЧ, также несинусоидален и может вызывать искажения напряжения питающей сети. Эти обстоятельства приходится учитывать при выборе типа статического ПЧ.

Принципы построения статических ПЧ для регулируемого ЭП известны достаточно давно. В настоящее время в зависимости от мощности и технологических требований к ЭП используется один из трех типов статических ПЧ:

· непосредственный ПЧ;

· двухзвенный ПЧ с автономным инвертором напряжения;

· двухзвенный ПЧ с автономным инвертором тока.

Двухзвенный ПЧ с автономным инвертором напряжения состоит из трех основных элементов: выпрямителя (В), автономного инвертора напряжения (АИН) и промежуточного контура постоянного тока, включающего конденсатор С, который является источником реактивной мощности для двигателя (рис. 2.8). В ПЧ этого типа происходит двукратное преобразованиеэлектрической энергии: сначала переменное напряжение с частотой f₁ выпрямляется, а затем постоянное напряжение U_d преобразуется (инвертируется) АИН в переменное с заданной амплитудой первой гармоники U_21m и частотой f₂. В качестве ключевых элементов в АИН в настоящее время практически всегда используются транзисторы. На рис. 2.9. показана схема ПЧ, в котором АИН выполнен на биполярных транзисторах с изолированным затвором. Здесь показаны только основные силовые элементы ПЧ, необходимые для процесса преобразования.

Принцип инвертирования напряжения АИН состоит в следующем. В каждой фазе АИН всегда открыт один из двух ключевых элементов, и потенциал фазы на выходе АИН всегда равен потенциалу положительной или отрицательной шины на входе АИН. Таким образом, амплитуда линейного напряжения на выходе АИН всегда равна входному напряжению U_2m = U_d. Частота выходного напряжения однозначно определена частотой переключения транзисторов и для ЭП не имеет ограничения сверху, так как у мощных современных транзисторов достигает значения f_max =20ч40 кГц, поэтому в ПЧ с АИН для формирования выходного напряжения с заданными частотой f₂ и амплитудой первой гармоники U_21m исключительное применение находит способ широтно-импульсной модуляции (ШИМ) напряжения с постоянной частотой коммутации, или с переменной частотой коммутации в системах прямого цифрового управления моментом.

Частота, форма и амплитуда модулирующего напряжения при ШИМ определяют форму гладкой составляющей напряжения на выходе АИН, амплитуду первой гармоники U_21m и ее частоту f₂. Для получения синусоидальной гладкой составляющей выходного напряжения форма модулирующего напряжения может быть также синусоидальной. Но линейное напряжение на выходе АИН с ШИМ в без трансформаторной схеме при этом равно (первая гармоника):

(2.38)

т.е. даже при µ = 1, U₂₁ = 0,87U₁, и двигатель ЭП не может быть использован в номинальном режиме. Поэтому модулирующее напряжение u_м обычно имеет форму, соответствующую уравнению:

(2.39)

На рис. 2.10 модулирующее напряжение показано для трех значений коэффициента модуляции µ = 0,1; 0.5; 1,0. Линейное напряжение (первая гармоника) на выходе ПЧ в этом случае при µ = 1 равно сетевому напряжению на входе U₂₁ = U₁. А благодаря трехпроводной системе подсоединения двигателя к ПЧ третья гармоника отсутствует в линейном, и в фазном напряжении.

Формы линейного напряжения и линейного тока при работе ПЧ с АИН на нагрузку с отстающим коэффициентом мощности приведены на рис. 2.11. При регулировании частоты f₂ и напряжения u₂ изменяется скважность импульсов, частота которых равна частоте переключения f_к (коммутации) транзисторов в АИН, а их амплитуда остается постоянной и равной U_d. Гармонический состав выходного напряжения при его регулировании от нуля до максимального значения (µ = 0 ч 1) соответствует графикам, показанным на рис. 2.12, где

f_к - частота переключения (коммутации) транзисторов в АИН;

f_к*= f_к/f₂ - ее относительное значение;

н = f_н/f₂ - относительные частоты

гармонических составляющих;

U_нm* = U_нm/U_21m - относительные амплитуды гармонических составляющих по отношению к максимальной амплитуде (µ = 1) первой гармоники.

Частота коммутации транзисторов f_к выбирается обычно равной 3-6 кГц, т.к. с ее увеличением растут потери в АИН, а с уменьшением - в двигателе, и для значений выходной частоты f₂<60 Гц относительная частота коммутации f_к* > 50.

Характерные особенности спектра выходного напряжения ПЧ с АИН:

· амплитуда первой гармоники напряжения при изменении коэффициента модуляции (µ = 0 - 1) линейно возрастает от нуля до максимального значения (U_1* = 0 - 1);

· наибольшие амплитуды имеют гармонические составляющие напряжения, частоты коммутации которых практически равны частоте коммутации транзисторов в АИН;

· гармонические составляющие низкочастотной области спектра (н = 5, 7, 11…) пренебрежимо малы.

Гармонические составляющие напряжения столь высоких частот из-за фильтрации индуктивностями рассеяния обмоток двигателя не создают больших гармонических составляющих в выходном токе АИН, и его форма близка к синусоидальной даже при отсутствии фильтров на выходе ПЧ (см. рис. 2.12). Однако такие фильтры используются для уменьшения скорости изменения напряжения на обмотке двигателя (чаще при мощности двигателя 50 кВт и более) и для уменьшения перенапряжений на выходе ПЧ при работе на длинный соединительный кабель (30 м и более).

В ПЧ с АИН невозможен обмен реактивной энергией с питающей сетью, и реактивная составляющая тока двигателя циркулирует в контуре электродвигатель - АИН - входной конденсатор С, наличие которого вместе с диодами, шунтирующими в обратном направлении транзисторы АИН, является обязательным для схемы инвертора напряжения.

Схема с АПЧ, показанная на рис. 2.9, - нереверсивная из-за нереверсивности выпрямителя. При возникновении режима генераторного торможения избыточная энергия идет на заряд конденсатора С, напряжение на котором нарастает лавинообразно, и для предотвращения аварии используется защита, контролирующая это напряжение. Возможны схемные решения с использованием диодно-тиристорного или тиристорного реверсивного выпрямителя. Но в промышленных установках такие схемы применяются очень редко. Если же в системе ЭП может возникать необходимость экстренного торможения, то используется схема ПЧ с дополнительным транзистором и тормозным резистором, который устанавливается вне корпуса ПЧ (рис. 14, а). Управление транзистором, включающим тормозной резистор, может быть организовано автономно от управления АИН с контролем абсолютного значения напряжения U_d (рис. 2.13, б), где U_вкл и U_откл - уровни срабатывания порогового элемента, управляющего тормозным транзистором, t_вкл и t_откл - соответственно время его включенного и отключенного состояний.

Коэффициент мощности ПЧ с АИН благодаря нерегулируемому выпрямителю на входе близок к единице k_м = 0,92 - 0,96. Во время работы из сети потребляется в основном активная мощность нагрузки ЭП и мощность потерь в ПЧ и в электродвигателе. Поэтому входной ток уменьшается при уменьшении выходной частоты и выходного напряжения и равен:

, где з - КПД ПЧ. (2.40)

Основные достоинства ПЧ с АИН:

· широкий диапазон выходных частот (от 0 до 1000 Гц и более);

· возможность формирования необходимой кривой тока (обычно синусоидальной);

· простота силовой схемы ПЧ.

Недостатки ПЧ с АИН:

· нереверсивность при выполнении по основной схеме;

· большая скорость изменения напряжения на обмотке двигателя.

Расчет инвертора

Выбор транзисторов IGBT ключей.

Максимальный ток через транзистор:

 (2.41)

где К₁ = (1,2 ч 1,5) - рекомендуемый коэффициент допустимой кратковременной перегрузки по току;

К₂ = (1,1 ч 1,2) - коэффициент пульсации тока;

з - КПД ПЭД с учетом КЛ:

; (2.42)

з_тр - КПД трансформатора:

cosц_УЭЦН - коэффициент мощности установки УЭЦН с КЛ:

(2.43)

S_У - полная мощность на входе КЛ;

Выпрямленное среднее напряжение:

(2.44)

где К_сн - схемный коэффициент неуправляемого выпрямителя.

Тип транзистора выбираем по справочнику с постоянным током I_C ? I_C.max и постоянным напряжением U_СЭ ? U_d. Выбираем модуль (полумост) IGBT фирмы Mitsubishi третьего поколения CM1000НА-24H с параметрами приведенными в табл. 4.

Таблица №4

Тип прибора	Предельные параметры	Электрические характеристики
	UCES, B	IC, A	PC, Вт	UCE(sat), B	Сies, нФ	Сoes, нФ	Сres, нФ	td(on), нс
				типо-вое	Максим-альное
CM1000HA-24H	1200	1000	5800	2,5	3,4	200	70	40	600

Таблица №4 (продолжение)

Электрические характеристики	Обратный диод	Тепловые и механические параметры
tr, нс	td(off), нс	tf, нс	Uf, B	trr, нс	Rch(c-f), єC/Вт	IGBT	Диод	Масса, г
						Rch(j-c), єC/Вт
1500	1200	350	3,5	250	0,018	0,022	0,05	1600

U_CES - максимальное напряжение коллектор - эмиттер;

I_С - максимальный ток коллектора;

Р_С - максимальная рассеиваемая мощность;

U_CE(sat) - напряжение коллектор - эмиттер во включенном состоянии;

С_ies - входная емкость;

С_oes - выходная емкость;

С_res - емкость обратной связи (проходная);

t_d(on) - время задержки включения;

t_r - время нарастания;

t_d(off) - время задержки выключения;

t_f - время спада;

U_f - прямое падение напряжения на обратном диоде транзистора;

t_rr - время восстановления обратного диода при выключении;

R_th(c-f) - тепловое сопротивление корпус - охладитель;

R_th(f-с) - тепловое сопротивление переход - корпус.

Пригодность транзистора проверяем с помощью теплового расчета

Потери IGBT в проводящем состоянии:

(2.45)

где I_СР - амплитуда тока на входе инвертора

(2.46)

U_СЕ(sat) - падение напряжения на включенном IGBT;

D - отношение ;

cosИ ? cosц_УЭЦН.

Потери IGBT при коммутации:

 (2.47)

где t_c(on) - время включения IGBT ключа:

(2.48)

t_c(off) - время выключения IGBT ключа:

(2.49)

U_CC = U_d;

f_SW - частота коммутации IGBT ключей (частота ШИМ), обычно выбирается в диапазоне от 5000 до 15000 Гц. Принимаем частоту f_SW на минимальной, т.е. 5000 Гц для уменьшения коммутационных потерь мощности в IGBT.

Суммарные потери в модуле IGBT:

(2.50)

Потери мощности в диоде.

Потери в проводящем состоянии (2.51):

где I_EP - амплитуда тока через диод ? I_СР;

U_ЕС - падение напряжения на диоде ? U_f.

Потери при запирании диода (2.52):

где I_RR - амплитуда обратного тока ? I_CP;

t_RR - длительность обратного тока ? t_rr.

Суммарные потери диода:

(2.53)

Результирующие потери в паре IGBT - диод:

(2.54)

Найденные результирующие потери являются основой для теплового расчета инвертора, в ходе которого определяется тип и геометрические размеры охладителя, а так же проверяется тепловой режим работы кристаллов IGBT и обратного диода.

Расчет охладителя

Тепловое сопротивление структуры охладитель - окружающая среда:

(2.55)

где R_th(f-a) - тепловое сопротивление, используемое по аналогии с понятием электрическое сопротивление для проведения тепловых расчетов;

Т_С = 90 ч 110 єС - рекомендуемая температура охлаждающей пластины;

Т_А = 45 ч 50 єС - температура воздуха внутри корпуса ПЧ.

Температура кристалла обратного диода должна соответствовать условию:

(2.56)

121,6 = 125є С - условие выполняется.

Температура кристалла транзистора должна соответствовать этому же условию:

(2.57)

119,9 = 125єС - условие выполняется.

Расчет выпрямителя

Максимальное значение выпрямленного тока I_dm:

(2.58)

где n - количество IGBT транзисторов.

(2.59)

Максимальный ток диода:

(2.60)

где К_СС = 1,045 - коэффициент для мостовой трехфазной схемы при оптимальных параметрах Г-образного LC-фильтра, установленного на выходе выпрямителя.

Обратное максимальное напряжение на диоде (2.61):

где К_ЗН ? 1,15 - коэффициент запаса по напряжению;

К_С ? 1,1 - коэффициент допустимого повышения напряжения сети;

К_СН = 1,35 - схемный коэффициент неуправляемого выпрямителя;

?U_П = (100 ч 150) В-запас на коммутационные выбросы в звене постоянного тока.

Вентили выбираются по постоянному рабочему току и по классу напряжения. Выбираем диодный модуль RM500DZ-24 со средним прямым током I_FAV = 500 А и импульсным повторяющимся обратным напряжением U_RRM = 1200 В (двенадцатый класс). Из трех диодных модулей реализуется мостовая схема трехфазного выпрямителя.

Расчет потерь мощности в выпрямителе:

(2.62)

где К_СS = 0,577 - коэффициент для мостовой трехфазной схемы;

m - число диодов;

R_on - динамическое сопротивление диода в проводящем состоянии;

U_j - прямое падение напряжения на полупроводниковом приборе при токе 50 мА. Для диода .

Тепловое сопротивление охладителя:

(2.63)

где Т_с = 120єС - температура теплопроводящей пластины модуля охладителя;

Т_а = 50єС - температура охлаждающего воздуха;

R_th(c-f) - термическое переходное сопротивление корпус - поверхность теплопроводящей пластины модуля. При установке модулей (выпрямитель, инвертор) на общий охладитель требуемое сопротивление определяется аналогично суммарному сопротивлению при параллельном включении резисторов

(2.64)

Расчет фильтра



Для расчета фильтра принимаем коэффициент сглаживания пульсаций S = (3 ч 12). Чем больше S, тем больше габариты фильтра, поэтому выбираем S = 3.

Коэффициент пульсации на входе фильтра:

(2.65)

Определяем произведение:

(2.66)

где f_S = 30 Гц - минимальная частота полупроводникового ПЧ;

L₀ - индуктивность дросселя для обеспечения коэффициента мощности на входе выпрямителя К_М ? 0,95, определяется из следующих условий:

(2.67)

Выбираем стандартное значение L₀ = 2,3 мГн

С₀ выбирается из двух условий:

· во-первых, из условия реализации LC-фильтра, как

 (2.68)

· во-вторых, должна обеспечивать возврат реактивной энергии электродвигателя в конденсатор через обратные диоды инвертора:

(2.69)

где I_SM - амплитудное значение тока в обмотке низшего напряжения трансформатора, примерно равное максимальному значению тока через IGBT ключ инвертора (639,3А);

ц₁ - угол сдвига между первой гармоникой фазового напряжения и фазового тока, примерно равный arccosц_УЭЦН ? 29,54є (cosц_УЭЦН = 0,87);

q₁ - коэффициент пульсации, определяемый из выражения:

(2.70)

f_SW - частота ШИМ, ранее принята 5000 Гц.

Определяем емкость конденсатора С₀₂, необходимого для реализации LC-фильтра:

Для практической реализации фильтра используем конденсаторы с наибольшим значением емкости С₀₁, С₀₂, т.е. конденсаторы с емкостью 2468 мкФ.

Амплитуда тока через конденсаторы фильтра на частоте пульсаций выпрямленного тока (1 ой гармонике):



В зависимости от величины емкости С₀₁ и амплитуды тока I_C0m формируем батарею конденсаторов емкостью не менее 2468 мкФ, допустимым по амплитуде током более 20,14 А и напряжением не менее (1,1…1,2)•U_d, т.е. (1,1…1,2)•513 ? 615,6 В. Запас по напряжению и току берется в зависимости от требуемого ресурса работы инвертора.

Из соображений приемлемой стоимости, удобства распределенного размещения электролитических конденсаторов в преобразователе частоты для уменьшения индуктивности монтажа, ремонтопригодности, доступности приобретения отдаем предпочтение батарее из «мелких» конденсаторов фирмы Siemens Matsushita Componens (10 конденсаторов по 680 мкФ/500 В, включенных по два последовательно для повышения рабочего напряжения - всего 5 таких пар емкости по 340 мкФ, которые включены параллельно для получения заданной емкости С₀ > C₀₁).

Возможно также применение в сглаживающем фильтре преобразователя частоты для установки УЭЦН новых силовых компактных конденсаторов серии ЗСС НЗТМ фирмы EPCOS. Эти конденсаторы специально предназначены для монтажа непосредственно на выходные зажимы IGBT модулей. Специальный соединитель между IGBT и РСС НРТМ обеспечивает номинальную емкость и низкую индуктивность схемы. Основные параметры конденсаторов серии РСС НРТМ: номинальное напряжение 900…6000 В (выбираем напряжение 2000 В); номинальная емкость более 10000 мкФ; номинальный ток свыше 300 А; предельный импульсный ток до 200 кА; индуктивности 15… 40 нГн; гарантийный срок службы 15 лет; компактный корпус из нержавеющей стали. За счет большой емкости конденсатора появляется возможность упростить схему сглаживающего фильтра выпрямителя, исключив из нее индуктивность L₀ - элемент, имеющий значительные габариты и вес.

Расчет снаббера

Так как IGBT коммутируется с высокой скоростью, то напряжение U_CE быстро возрастает, особенно при запирании транзистора, и может достичь критического значения, способного вызвать пробой либо коллектора, либо затвора транзистора (последнее возможно, если индуктивность цепей управления IGBT велика). Чтобы минимизировать превышение напряжения (перенапряжение) и предотвратить аварию IGBT требуется установка снаббера (демпфирующей цепи). Типичные схемы снабберов и их особенности рассмотрены в таблице 5.

Конденсатор для указанных схем необходимо выбирать с хорошими высокочастотными характеристиками, высокими допустимыми импульсными токами и малым тангенсом угла потерь, например, К78 - 2 или Э63К.

Сопротивление резистора зависит от емкости конденсатора С и частоты коммутации IGBT f_sw. Расчетные формулы для выбора мощности резисторов цепей снабберов, указанных в таблице 5, схем имеют следующий вид:

Схемы 2, 3 и 5 из таблицы 5:

(2.71)

Схема 4 из таблицы 5:

, (2.72)

где U - напряжение коллектор - эмиттер в установившемся режиме, которое равно напряжению звена постоянного тока преобразователя системы АИН ШИМ, ДU - перенапряжение (рис. 2.18).



Рис. 2.18. Напряжение коллектор-эмиттер на IGBT транзисторе при выключении

Таблица 5

	Схема	Особенности
1.		1. Малое число элементов. 2. Короткий провод снаббера. 3. Большие пульсации тока через электролитический конденсатор.
2.		1. Малое число элементов. 2. Более длинный провод снаббера, чем в схеме 1. 3. Малые пульсации тока через электролитический конденсатор.
3.		1. Малое число элементов. 2. Низкие потери мощности. 3. Подходит для средней и малой емкости конденсатора.
4.		1. Большое число элементов. 2. Большие потери. 3. Перенапряжения могут быть эффективно ограничены.
5.		1. Большое число элементов. 2. Низкие потери. 3. Подходит для большой емкости конденсатора.

Выбор величины сопротивления производится из условия минимума колебаний тока коллектора при включении IGBT:

(2.73)

где L_Sn - индуктивность снаббера, которая не должна быть более 10 нГн.

Ток, протекающий через диод снаббера импульсный. Он почти равен отключаемому току коллектора и длится до одной микросекунды.

Отношение максимума тока через диод снаббера к среднему около (20 - 50):1. Диод должен быть высокочастотным и временем восстановления запирающих свойств t_rr не более 0,3 мкс.

Величина ДU (рис. 2.18) зависит от многих факторов, она не должна превышать 50-60 В. Так, для схем из табл. 5 можно отметить следующее:

· бросок напряжения ДU (рис. 2.18) при запирании модуля определяется как параметрами схемы, так и характеристиками IGBT, поэтому ДU не может быть выражен математически;

· ДU существенно зависит от индуктивности L₂ цепей снаббера (L₂ не должна быть более 10 нГн);

· ДU незначительно зависит от резистора R_g на входе затвора и от температуры;

· ДU не определяется величиной емкости снаббера. Следовательно, для ограничения ДU важно ограничить индуктивности L₁ и L₂ за счет ограничения длины проводов и их бифилярного монтажа.

Емкость конденсатора снаббера определяется величиной второго броска напряжения ДU' (рис. 2.18), который не должен превышать 20 - 25 В. Учитывая, что индуктивность проводов между электролитическим конденсатором и IGBT модулем равна L₁, отключаемый ток равен I_С - выражение для расчета емкости представится в следующем виде:

(2.74)

Хотя емкость конденсатора снаббера определяется величиной L₁ и может быть рассчитана по (2.69) окончательно определить С можно, фактически установив модуль и определив перенапряжение. Типичное значение емкости снаббера составляет 1 мкФ на 100 А коммутируемого транзистором IGBT тока.

Исходя из величины тока, коммутируемого транзистором IGBT, а именно I_Cmax = 639,3 A выбираем емкость снаббера C = 6 мкФ, и применяем конденсатор высокочастотный типа К78-3 (три конденсатора 1 мкФ/600В, соединенных параллельно).

Сопротивление резистора:

(2.75)

Мощность резистора (схема 3 из таблицы 9):

(2.76)

где - задаемся равным 60 В.

По величине сопротивления и мощности реализуется резистор снаббера из одиннадцати пятиваттных сопротивлений типа SQP 5 Вт 10 Ом, соединенных параллельно, для получения эквивалентного сопротивления 0,9 Ом мощностью 55 Вт.

Заключение

Установка скважного центробежного насоса постоянно совершенствуется, увеличиваются эффективность, надежность и долговечность ее узлов, снижается стоимость установок, и проверяются принципиально новые схемы установок.

Наиболее широко до недавних пор велись работы по усовершенствованию узлов электрооборудования установок, имеющих наименьшую надежность и долговечность при нормальных условиях эксплуатации. Опыт такой эксплуатации установок показал, что до 80% всех подземных ремонтов вызвано выходом из строя электродвигателя, его гидрозащиты и кабеля. Естественно, первоочередная задача в таких условиях - совершенствование этих узлов и станции управления, которая должна защищать их от аварийных режимов.

Например, на АО «АЛНАС» проведены работы, в результате которых было повышено сопротивление изоляции погружного электродвигателя (ПЭД) на порядок (с 200 до 2000 МОм).

Внедрено тестирование изоляции ПЭД по индексу поляризации, что существенно повышает эксплутационную надежность электродвигателей.

Опробованы и находятся в стадии внедрения новые выводные провода, которые обладают лучшей термостойкостью, сопротивлением изоляции, меньшими токами утечки, меньшим и стабильным размером наружного диаметра. Для пропитки статоров опробован новый компаунд, в котором практически нет летучих веществ, в результате чего удалось добиться лучшего заполнения пазов. Компаунд термостоек при температуре 180 - 200 єС, при опытной пропитке показал сопротивление изоляции 2000 МОм при температуре 126 єС.

Разработана, изготовлена и прошла промысловые испытания опытная партия кабельных муфт, конструктивно выполненных по принципу громоотводов. Наконечники муфты залиты в изоляционном материале, что обеспечивает их герметичность и исключает продольное перемещение. Герметичность соединения с головкой ПЭД обеспечивается радиальным уплотнением.

В той же фирме на протяжении ряда лет изготавливались двигатели, оснащенные погружными датчиками системы телеметрии СКАД-2. В настоящее время в кооперации с Ижевским радиозаводом, создали и поставили на промысловые испытания двигатели типа 6ПЭД с системой телеметрии нового поколения. Новая система телеметрии позволяет контролировать и регистрировать следующие параметры:

· давление окружающей среды;

· температуру окружающей среды;

· давление во внутренней полости двигателя;

· температуру обмотки электродвигателя;

· уровень вибрации в двух плоскостях;

· токи утечки (сопротивление изоляции) системы: трансформатор - кабель - электродвигатель.

Список литературы

снаббер напряжение трансформатор охладитель

1. Ивановский В.Н., Дарищев В.И., Сабиров А.А., Каштанов В.С., Пекин С.С. Скважные насосные установки для добычи нефти. - М.: «Нефть и газ», 2002.

2. Электротехнический справочник: В 4 т.

Т. 2., 2001 Электротехнические изделия и устройства, разд. 37

Т. 4., 2002 Использование электрической энергии раздел 56

3. Бурков А.Т. Электронная техника и преобразователи. - М.: Транспорт, 1999. - 464 с.

4. Прянишников В.А. Электроника: Курс лекций. - СПб.: Корона, 1998. - 400 с.

5. Справочник по преобразовательной технике / Под ред. И.М. Чиженко. Киев: Техника, 1978. - 447 с.

6. Чебовский О.Г., Моисеев Л.Г., Недошивин Р.П. Силовые полупроводниковые приборы: Справочник. 2-е изд., перераб. и дополн. - М.: Энергоатомиздат, 1985. - 512 с.

7. Справочник по проектированию электроснабжения / Под ред. Ю.Г. Барыбина и др. - М.: Энергоатомиздат, 1990. - 576 с.

Размещено на Allbest.ru