煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)運(yùn)行最優(yōu)速度曲線控制策略研究

王　聰　王　浩　白利軍，2

(1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)機(jī)電與信息工程學(xué)院　北京　100083 2.山西藍(lán)焰煤層氣集團(tuán)有限責(zé)任公司　晉城　048200)

煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)運(yùn)行最優(yōu)速度曲線控制策略研究

王聰1王浩1白利軍1，2

(1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)機(jī)電與信息工程學(xué)院北京100083 2.山西藍(lán)焰煤層氣集團(tuán)有限責(zé)任公司晉城048200)

摘要針對(duì)煤層氣抽采機(jī)動(dòng)態(tài)交變負(fù)荷下感應(yīng)電機(jī)周期性工作于電動(dòng)和發(fā)電狀態(tài)導(dǎo)致直流供電側(cè)母線電壓波動(dòng)大及能耗高的問(wèn)題，提出一種基于感應(yīng)電機(jī)運(yùn)行最優(yōu)速度曲線的節(jié)能控制策略。該控制策略通過(guò)推導(dǎo)出直流供電側(cè)母線電壓波動(dòng)與感應(yīng)電機(jī)加速度之間一一映射關(guān)系，構(gòu)造直流母線電壓波動(dòng)差絕對(duì)值函數(shù)和最大電壓波動(dòng)函數(shù)，通過(guò)對(duì)絕對(duì)值函數(shù)求極值和對(duì)最大電壓波動(dòng)函數(shù)做單調(diào)性分析，找到滿足直流母線電壓波動(dòng)最小的最優(yōu)加速度，從而得到煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)運(yùn)行最優(yōu)速度曲線。最后，通過(guò)仿真和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)不同電機(jī)運(yùn)行速度下的直流供電側(cè)母線電壓波動(dòng)情況進(jìn)行綜合分析比較，仿真和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果證明了理論分析的正確性。

關(guān)鍵詞：煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)最優(yōu)速度曲線直流母線電壓節(jié)能

0引言

煤層氣是一種清潔高效能源，對(duì)其進(jìn)行合理有效地開(kāi)采，對(duì)于提升煤礦安全生產(chǎn)和優(yōu)化能源結(jié)構(gòu)具有十分重要的現(xiàn)實(shí)意義[1]。作為煤層氣開(kāi)采主力設(shè)備的煤層氣抽采機(jī)由感應(yīng)電機(jī)、四連桿機(jī)構(gòu)、抽水桿和井下抽水泵等組成，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。然而，感應(yīng)電機(jī)作為驅(qū)動(dòng)此種設(shè)備運(yùn)行的動(dòng)力來(lái)源，其效率僅有30%左右[2]。究其原因，一是由于煤層氣抽采機(jī)具有周期性動(dòng)態(tài)交變負(fù)荷，此負(fù)荷下感應(yīng)電機(jī)在相當(dāng)一部分時(shí)間內(nèi)工作于空載和發(fā)電工況，處于低力能指標(biāo)(效率和功率因數(shù)乘積)運(yùn)行狀態(tài)；此外抽采機(jī)負(fù)荷起動(dòng)困難，所安裝電機(jī)額定功率明顯大于其實(shí)際運(yùn)行功率，造成感應(yīng)電機(jī)存在嚴(yán)重的“大馬拉小車(chē)”問(wèn)題[3]。二是由于交變負(fù)荷下電機(jī)除存在電動(dòng)狀態(tài)外，還存在下沖程階段勢(shì)能負(fù)荷下落引起抽采機(jī)拖動(dòng)電機(jī)超速運(yùn)行而產(chǎn)生的發(fā)電狀態(tài)[4]，發(fā)電狀態(tài)下電機(jī)向母線饋能致使母線電壓升高，而電動(dòng)狀態(tài)下母線又向電機(jī)供能使得母線電壓降低，從而導(dǎo)致母線電壓波動(dòng)劇烈；母線電壓波動(dòng)越劇烈，直流供電側(cè)電容所需處理的無(wú)功功率就越大，因此有功功率一定時(shí)系統(tǒng)的力能指標(biāo)就會(huì)越低。

圖1　煤層氣抽采機(jī)Fig.1　CBM-well pumping unit

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)油田抽油機(jī)電機(jī)節(jié)能降耗做了大量相關(guān)研究，如永磁電機(jī)、高轉(zhuǎn)差率電機(jī)、星角切換及相關(guān)驅(qū)動(dòng)控制器等[5-7]，但上述研究成果難以適應(yīng)周期性動(dòng)態(tài)變化的負(fù)載工況，某些場(chǎng)合下非但不節(jié)能，反而更耗能[8]。文獻(xiàn)[9]提出用矢量控制取代傳統(tǒng)的電磁調(diào)速電動(dòng)機(jī)，節(jié)能效果明顯，但直流供電側(cè)母線電壓波動(dòng)劇烈。文獻(xiàn)[10]采用變頻-調(diào)壓分段控制策略實(shí)現(xiàn)抽油機(jī)電動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)運(yùn)行，但該控制策略需要在上沖程特定時(shí)間內(nèi)減小懸點(diǎn)加速度，控制較復(fù)雜，且對(duì)設(shè)備精度要求較高。此外，由于煤層氣井具有井淺、排液量小、沖程小和沖次低等特點(diǎn)，與石油天然氣礦場(chǎng)差別較大[11，12]，因此相關(guān)研究成果無(wú)法直接應(yīng)用于煤層氣抽采領(lǐng)域。同時(shí)還應(yīng)注意到，當(dāng)前針對(duì)電機(jī)本體或結(jié)合抽油機(jī)機(jī)械特性的研究思路[13，14]，并未考慮電機(jī)運(yùn)行速度和加速度等因素對(duì)直流供電端母線電壓波動(dòng)及電機(jī)能耗的影響。

本文首先分析煤層氣抽采機(jī)四連桿機(jī)構(gòu)，建立抽采機(jī)懸點(diǎn)載荷數(shù)學(xué)模型，推導(dǎo)出抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)等效負(fù)載轉(zhuǎn)矩表達(dá)式；其次，基于矢量控制技術(shù)，建立煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)矢量控制數(shù)學(xué)模型，推導(dǎo)出直流供電側(cè)母線電壓波動(dòng)與感應(yīng)電機(jī)加速度之間一一映射關(guān)系，進(jìn)一步構(gòu)造直流母線電壓波動(dòng)差絕對(duì)值函數(shù)和最大電壓波動(dòng)函數(shù)，通過(guò)對(duì)絕對(duì)值函數(shù)求極值以及對(duì)最大電壓波動(dòng)函數(shù)做單調(diào)性分析，找到滿足直流母線電壓波動(dòng)最小的最優(yōu)加速度，從而得到抽采機(jī)周期動(dòng)態(tài)交變負(fù)荷下感應(yīng)電機(jī)運(yùn)行最優(yōu)速度曲線；最后，通過(guò)仿真和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)不同電機(jī)運(yùn)行速度下的直流供電側(cè)母線電壓波動(dòng)情況進(jìn)行綜合分析比較，仿真和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)證明了理論分析的正確性。本文研究對(duì)煤層氣抽采機(jī)節(jié)能降耗進(jìn)行了有益的探索，并提供了一種可行的實(shí)用控制方法。

1煤層氣抽采機(jī)

1.1抽采機(jī)四連桿機(jī)構(gòu)

煤層氣抽采機(jī)的核心部件是四連桿機(jī)構(gòu)，其作用是將曲柄側(cè)圓周運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)換為驢頭懸點(diǎn)側(cè)上下直線往復(fù)運(yùn)動(dòng)。四連桿機(jī)構(gòu)如圖2所示，其中R為曲柄，P為連桿，C為游梁后臂，A為游梁前臂，K為基桿，O為減速箱曲柄軸中心，O1為游梁支撐中心，I為O到O1的水平距離。規(guī)定正方向如下：①曲柄轉(zhuǎn)角θ從12∶00點(diǎn)位置算起，順時(shí)針?lè)较驗(yàn)檎虎谇鷧⒖冀铅?、連桿參考角θ3和游梁后臂參考角θ4均以O(shè)O1為參考，逆時(shí)針?lè)较驗(yàn)檎虎垠H頭懸點(diǎn)運(yùn)動(dòng)方向垂直向上為正。

圖2　四連桿機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)Fig.2　Structure of four-bar linkage mechanism

根據(jù)圖2中幾何關(guān)系可得[15]

(1)

式中，ac為懸點(diǎn)加速度。

1.2驢頭懸點(diǎn)載荷

驢頭懸點(diǎn)載荷是標(biāo)志抽采機(jī)工作能力的重要參數(shù)，它包括靜載荷、動(dòng)載荷和摩擦載荷。靜載荷計(jì)算由式(2)和式(3)給出[16]

(2)

Ps_down=PX?PX=qXgL

(3)

式中，Ps_up和Ps_down分別為上沖程和下沖程的懸點(diǎn)靜載荷；PZ、PL、PH和PX分別為抽水桿自重、作用在柱塞上部的液柱載荷、管外液柱對(duì)柱塞下端的壓力和下沖程中作用在懸點(diǎn)上的抽水桿柱載荷；qZ、g和L分別為每米抽水桿柱的質(zhì)量、重力加速度和抽水桿柱總長(zhǎng)度；AH、A和ρW分別為柱塞截面積、抽水桿橫截面積和煤層氣井液體密度；ρm、hc和pG分別為管外氣水混合物密度、泵沉沒(méi)度和動(dòng)液面處的壓力；qX為每米抽水桿柱在井液中的質(zhì)量。

動(dòng)載荷包括慣性載荷和振動(dòng)載荷，由于振動(dòng)載荷在動(dòng)載荷中所占比重較小，為討論方便本文只考慮慣性載荷[17]

(4)

Pi_down=Pi_rod

(5)

式中，Pi_up和Pi_down分別為上沖程和下沖程的懸點(diǎn)慣性載荷；Pi_rod和Pi_liquid分別為桿柱慣性力和液柱慣性力；ac和ρ分別為懸點(diǎn)加速度和抽水桿密度；AG為流通斷面面積。

1.3感應(yīng)電機(jī)等效負(fù)載轉(zhuǎn)矩

以曲柄為研究對(duì)象，綜合考慮懸點(diǎn)載荷通過(guò)四連桿機(jī)構(gòu)作用在曲柄軸上的扭矩和平衡塊產(chǎn)生的平衡力矩，得到曲柄軸阻力矩[18]為

M=(P-B)TF-Mcsin(θ-τ)

(6)

式中，M為曲柄軸阻力矩；P為懸點(diǎn)載荷；B為結(jié)構(gòu)不平衡重；TF為扭矩因數(shù)，反映單位懸點(diǎn)載荷作用在曲柄軸上的力矩；Mc為平衡塊作用在曲柄軸上的最大力矩；τ為平衡塊偏置角。

由皮帶輪和減速箱構(gòu)成的機(jī)械傳動(dòng)裝置不可避免地存在能量損耗，為分析問(wèn)題方便，本文假設(shè)機(jī)械傳動(dòng)效率為100%，這在理論分析中也是合理的。根據(jù)能量守恒和機(jī)械功率與電機(jī)轉(zhuǎn)矩、機(jī)械角速度關(guān)系可得

(7)

式中，TL為感應(yīng)電機(jī)等效負(fù)載轉(zhuǎn)矩；k為皮帶輪和減速箱傳動(dòng)比；Ω1為電動(dòng)機(jī)機(jī)械角速度；ΩM為曲柄機(jī)械角速度。

2感應(yīng)電機(jī)最優(yōu)速度曲線控制策略

2.1煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)矢量控制模型

感應(yīng)電機(jī)按轉(zhuǎn)子磁場(chǎng)定向矢量控制的基本思想是將定子電流解耦為勵(lì)磁電流和轉(zhuǎn)矩電流，勵(lì)磁電流控制轉(zhuǎn)子磁場(chǎng)大小，轉(zhuǎn)矩電流控制電磁轉(zhuǎn)矩，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)磁場(chǎng)和轉(zhuǎn)矩的解耦控制。其磁鏈和轉(zhuǎn)矩方程分別為[19-21]

(8)

式中，ψr和Te分別為轉(zhuǎn)子磁鏈和電磁轉(zhuǎn)矩；Lr和Lm分別為轉(zhuǎn)子自感和互感；m為電機(jī)極數(shù)；ids和iqs分別為勵(lì)磁電流和轉(zhuǎn)矩電流。

為使電機(jī)轉(zhuǎn)速能夠被精確調(diào)節(jié)，本文給出一種基于給定加速度的電機(jī)矢量控制策略，速度控制器如圖3所示，圖中Ω*、Ω分別為電機(jī)參考速度和實(shí)際速度，Te*為電機(jī)參考電磁轉(zhuǎn)矩，Ki和Kp分別為控制器的積分系數(shù)和比例系數(shù)。

煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程為

(9)

式中，J1為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；f為摩擦系數(shù)；α為電機(jī)機(jī)械角加速度。

煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)矢量控制原理圖如圖4所示。通過(guò)給定不同的電機(jī)機(jī)械角加速度，可以得到不同的速度曲線控制電機(jī)實(shí)際運(yùn)行速度，從而實(shí)現(xiàn)精確調(diào)速。

圖4　煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)矢量控制原理圖Fig.4　Schematic of vector control system of induction motor for CBM-well pumping units

2.2抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)最優(yōu)速度曲線控制策略

由于煤層氣抽采機(jī)懸點(diǎn)載荷的交變特性，導(dǎo)致感應(yīng)電機(jī)側(cè)等效負(fù)載轉(zhuǎn)矩呈周期性動(dòng)態(tài)交替變化?？紤]到電機(jī)側(cè)等效負(fù)載轉(zhuǎn)矩曲線中諧波含量只占20%左右，為分析方便可近似認(rèn)為電機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩為一條正弦曲線，因此有

TL≈Tmsin(ωt)

(10)

式中，Tm為負(fù)載轉(zhuǎn)矩幅值；ω為沖次周期。

圖6為穩(wěn)態(tài)時(shí)負(fù)載轉(zhuǎn)矩與電磁轉(zhuǎn)矩曲線，電磁轉(zhuǎn)矩對(duì)應(yīng)圖5中的電機(jī)轉(zhuǎn)速曲線。從圖6中可看出，在下沖程有一段時(shí)間電磁轉(zhuǎn)矩為負(fù)，在上沖程有兩段時(shí)間電磁轉(zhuǎn)矩為負(fù)，此三段時(shí)間內(nèi)電磁轉(zhuǎn)矩從電動(dòng)力矩變?yōu)橹苿?dòng)力矩，其方向與電機(jī)轉(zhuǎn)速相反，此時(shí)電機(jī)處于發(fā)電狀態(tài)，直流供電側(cè)母線電壓升高。此外，圖中陰影部分S1、S2、S3表示上述三段時(shí)間內(nèi)電磁轉(zhuǎn)矩與t軸所圍面積。由電磁轉(zhuǎn)矩和負(fù)載轉(zhuǎn)矩特性可知S2=S3，所以本文只討論S1和S2。

圖5　負(fù)載轉(zhuǎn)矩與電機(jī)轉(zhuǎn)速曲線Fig.5　Diagram of load torque and motor speed

圖6　電磁轉(zhuǎn)矩與負(fù)載轉(zhuǎn)矩曲線Fig.6　Diagram of electromagnetic torque and load torque

由圖6可知

(11)

根據(jù)直流母線側(cè)電容、電壓和電流關(guān)系(VCR)得

(12)

式中，ΔUbus為直流母線電壓波動(dòng)值；Cbus為直流母線側(cè)電容值；ibus為直流母線電流。

根據(jù)式(8)～式(12)可得

(13)

(14)

式中，ΔUbus_1和ΔUbus_2分別為圖6中S1和S2對(duì)應(yīng)的母線電壓波動(dòng)值；K與矢量控制坐標(biāo)變換有關(guān)，可看作常數(shù)。式(13)和式(14)揭示了直流母線電壓波動(dòng)值ΔUbus與感應(yīng)電機(jī)加速度α之間一一映射關(guān)系。

構(gòu)造如下關(guān)于電機(jī)加速度的直流母線電壓波動(dòng)差絕對(duì)值函數(shù)

(15)

由于式(15)是絕對(duì)值函數(shù)，故求導(dǎo)前需先對(duì)該函數(shù)進(jìn)行分段處理。這里不再贅述，直接給出極值點(diǎn)表達(dá)式

(16)

式中，α0為使ΔU取值最小的極值點(diǎn)，當(dāng)α=α0時(shí)，ΔU=0。根據(jù)式(15)和式(16)將ΔU分為三段

(17)

進(jìn)一步構(gòu)造最大電壓波動(dòng)函數(shù)max{ΔUbus_1，ΔUbus_2}，根據(jù)式(17)有

(18)

根據(jù)式(13)、式(14)，同時(shí)結(jié)合式(18)分析得最大電壓波動(dòng)函數(shù)max{ΔUbus_1，ΔUbus_2}單調(diào)性見(jiàn)表1。

表1　最大電壓波動(dòng)函數(shù)單調(diào)性

表1中max′表示最大電壓波動(dòng)函數(shù)的導(dǎo)數(shù)。從表1可得出α=α0是max{ΔUbus_1，ΔUbus_2}的極小值點(diǎn)，即當(dāng)α=α0時(shí)一個(gè)沖次內(nèi)的直流母線電壓波動(dòng)最小。根據(jù)電機(jī)加速度α0即可得到電機(jī)運(yùn)行最優(yōu)速度曲線。由于能量守恒，直流母線電壓波動(dòng)增大會(huì)導(dǎo)致交流側(cè)電機(jī)定子電流增大，從而導(dǎo)致電機(jī)定子銅損增大；另外，直流母線電壓波動(dòng)越大，表明逆變器直流供電側(cè)電容與電機(jī)交換的無(wú)功功率越大。因此采用最優(yōu)速度曲線控制策略將明顯有利于系統(tǒng)節(jié)能。

3仿真驗(yàn)證與分析

本文基于Matlab/Simulink搭建了煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)矢量控制系統(tǒng)。電機(jī)仿真參數(shù)見(jiàn)表2。

表2　煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)參數(shù)

根據(jù)2.2節(jié)的分析結(jié)果，同時(shí)結(jié)合仿真參數(shù)，計(jì)算得到α0=240 r/min/s，同時(shí)給出另外兩組加速度值作為比較：α1=230 r/min/s和α2=250 r/min/s。圖7為穩(wěn)態(tài)時(shí)兩個(gè)沖次的負(fù)載轉(zhuǎn)矩與電磁轉(zhuǎn)矩曲線。從圖中可看出，在下沖程電磁轉(zhuǎn)矩大于負(fù)載轉(zhuǎn)矩，電機(jī)處于加速狀態(tài)，而在上沖程電磁轉(zhuǎn)矩小于負(fù)載轉(zhuǎn)矩，電機(jī)減速。

圖7　負(fù)載轉(zhuǎn)矩與電磁轉(zhuǎn)矩曲線Fig.7　Comparison of load torque and electromagnetic torque

圖8　直流供電側(cè)母線電壓Fig.8　DC bus voltage of power supply

圖8為對(duì)應(yīng)于圖7的直流母線電壓波動(dòng)情況。從圖中可看出，當(dāng)電機(jī)加速度為240 r/min/s時(shí)直流母線電壓最高達(dá)到650 V；而當(dāng)加速度分別為230 r/min/s和250 r/min/s時(shí)，直流側(cè)電壓最大值達(dá)到670 V，相較于240 r/min/s電壓波動(dòng)變大，且隨著加速度取值離α0越遠(yuǎn)，電壓波動(dòng)會(huì)越大。

圖9為三組加速度取值對(duì)應(yīng)的電機(jī)運(yùn)行速度曲線。從上述分析可知，采用α0=240 r/min/s的速度曲線即圖9a所示速度曲線是電機(jī)運(yùn)行最優(yōu)速度曲線，電機(jī)速度大于或小于此速度曲線電壓波動(dòng)都會(huì)增大。

圖9　感應(yīng)電機(jī)運(yùn)行速度曲線Fig.9　Curves of motor operation speed

圖10為電機(jī)加速度與直流母線電壓最大值之間的關(guān)系，從圖中可知，當(dāng)加速度為240 r/min/s時(shí)直流電壓最小，隨著加速度增大或減小，直流電壓波動(dòng)都將變大。

圖10　加速度與直流母線電壓關(guān)系Fig.10　Relationship between acceleration and DC bus voltage

4現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

4.1現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)平臺(tái)

以一臺(tái)YVP180L-8、11 kW矢量控制變頻調(diào)速感應(yīng)電機(jī)驅(qū)動(dòng)的常規(guī)游梁式CYJY4-1.5-9HB型煤層氣抽采機(jī)為例進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，驗(yàn)證本文所提控制策略的有效性和正確性，煤層氣抽采機(jī)及其感應(yīng)電機(jī)矢量控制系統(tǒng)如圖11所示。煤層氣抽采機(jī)參數(shù)為：曲柄R為0.65 m，連桿P為1.95 m，基桿K為2.40 m，游梁后臂C為1.35 m，游梁前臂A為1.50 m，懸點(diǎn)沖程S為1.522 m。該抽采機(jī)所在的鄭莊191#井井況參數(shù)為：井深515 m，泵掛位置461.1 m，桿徑19.1 mm，管徑73 mm，井液密度1 000 kg/m3，等效曲柄配重11 000 N，沖次5 s。

圖11　現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)平臺(tái)Fig.11　Field experimental prototype

4.2應(yīng)用效果

不同加速度取值下的直流母線電壓波動(dòng)情況仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比如圖12所示。從圖中可看出，最優(yōu)加速度下的直流母線電壓波動(dòng)最小，大于或小于最優(yōu)加速度母線電壓波動(dòng)都會(huì)變大，同時(shí)電壓不平衡度也會(huì)變大，實(shí)測(cè)結(jié)果與仿真結(jié)果基本吻合。

圖12　不同加速度下直流母線電壓波動(dòng)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)Fig.12　Field test comparison of DC bus voltage under different accelerations

同時(shí)利用Fluke對(duì)鄭莊北山142#井、144#井、153#井和172#井在不同電機(jī)運(yùn)行速度下煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)有功功率、無(wú)功功率和視在功率進(jìn)行測(cè)試，測(cè)試結(jié)果如表3所示。從表3中可看出，采用最優(yōu)速度曲線的感應(yīng)電機(jī)有功、無(wú)功和視在功率都有較為明顯的下降，下降幅度達(dá)到10%左右。這是因?yàn)椴捎米顑?yōu)速度曲線控制策略使直流母線電壓波動(dòng)最小，從而使有功、無(wú)功和視在功率都最小。

表3　耗電量實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比

5結(jié)論

針對(duì)煤層氣抽采機(jī)動(dòng)態(tài)交變負(fù)荷下感應(yīng)電機(jī)周期性工作于電動(dòng)和發(fā)電狀態(tài)導(dǎo)致直流供電側(cè)母線電壓波動(dòng)大及能耗高的問(wèn)題，提出一種基于煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)運(yùn)行最優(yōu)速度曲線的節(jié)能控制策略。研究和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果表明：

1)建立煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)矢量控制系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)感應(yīng)電機(jī)機(jī)械特性與抽采機(jī)負(fù)載特性相匹配，對(duì)電機(jī)加速度進(jìn)行精確控制。

2)通過(guò)推導(dǎo)出直流供電側(cè)母線電壓波動(dòng)與感應(yīng)電機(jī)加速度之間一一映射關(guān)系，構(gòu)造直流母線電壓波動(dòng)差絕對(duì)值函數(shù)和最大電壓波動(dòng)函數(shù)，通過(guò)對(duì)絕對(duì)值函數(shù)求極值和對(duì)最大電壓波動(dòng)函數(shù)做單調(diào)性分析，找到滿足直流母線電壓波動(dòng)最小的最優(yōu)加速度，從而得到煤層氣抽采機(jī)感應(yīng)電機(jī)運(yùn)行最優(yōu)速度曲線。

3)將仿真結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)平臺(tái)的實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，證明理論分析的正確性?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)試表明采用最優(yōu)速度曲線控制策略日耗電量下降10%左右。

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Research on Control Strategy Based on Optimal Speed Curve of Induction Motor for CBM-Well Pumping Units

Wang Cong1Wang Hao1Bai Lijun1，2

(1.School of Mechanical Electronic &Information Engineering China University of Mining &Technology(Beijing)Beijing100083China 2.Shanxi Blue Lanyan Coal-bed Methane Co.LtdJincheng048200China)

AbstractAccording to the issues of strong bus voltage fluctuation at DC power supply side and high energy consumption caused by the induction motor operating on motoring and regenerating modes periodically due to the cyclical and dynamical load of coal bed methane(CBM)-well pumping units，an energy-saving control strategy based on optimal speed curve of induction motor was proposed.Through exploring the mapping relationship between the bus voltage of DC power supply and the acceleration of induction motor，the absolute value function of DC bus voltage fluctuation difference and the maximum voltage fluctuation function were constructed，respectively.Further by seeking the extremum of the absolute value function and analyzing the monotonicity of the maximum voltage fluctuation function，the optimal acceleration that meets the minimum DC bus voltage fluctuation was found，and thereby the optimal speed curve of induction motor was obtained.At last，a comprehensive analysis and comparison of the bus voltage fluctuation at DC power supply side under different motor speed were made by the simulation and field test.The simulation and field test results have verified the validity of the theoretical analysis.

Keywords：CBM-well pumping unit，induction motor，optimal speed curve，DC bus voltage，energy saving

收稿日期2015-12-28改稿日期2016-03-16

作者簡(jiǎn)介E-mail：wangc@cumtb.edu.cn E-mail：dandao88@126.com(通信作者)

中圖分類(lèi)號(hào)：TM921

國(guó)家自然科學(xué)基金(51577187)和國(guó)家科技重大專項(xiàng)(2011ZX05063)資助項(xiàng)目。

王聰男，1955年生，博士，教授，研究方向?yàn)檐涢_(kāi)關(guān)電力電子變換技術(shù)、高壓大功率電力電子變換器和電機(jī)運(yùn)行控制及節(jié)能技術(shù)。

王浩男，1988年生，博士研究生，研究方向?yàn)楦咝阅艽蠊β首兞骷夹g(shù)與傳動(dòng)控制技術(shù)、智能微電網(wǎng)穩(wěn)定性控制技術(shù)。