稳定平台是自动垂直钻井系统的核心^{[1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8]}，其电力由井下涡轮发电机提供。稳定平台涡轮发电机采用涡轮直驱的结构，其定子、转子的结构采用常规涡轮发电机形式，涡轮动力由传动轴直接传递到发电机转子，通过传动轴上安装的旋转密封系统实现发电机内部与外部钻井液的隔离，其缺点是旋转密封系统破坏会导致钻井液进入发电机系统，造成整个发电机破坏，使稳定平台失去电力供应。现场应用表明，涡轮发电机旋转密封系统是影响整个稳定平台寿命的关键部位，其寿命在稳定平台所有部件中最短，因此涡轮发电机是提高稳定平台乃至自动垂直钻井系统寿命的关键。

目前，国内外多家公司推出了井下磁耦合涡轮发电机。涡轮动力输入发电模块的方式是影响或决定井下涡轮发电机结构形式的关键因素之一。涡轮与发电机旋转轴之间的动力传输有硬连接和非接触式连接等方式。传统磁耦合涡轮发电机结构包括涡轮叶片、磁耦合器、发电机定子和转子等部件(见图 1)^{[9, 10, 11]}。

图 1 传统磁耦合涡轮发电机结构 Fig. 1 Sketch of traditional magnetic coupling alternator

图选项

磁耦合涡轮发电机工作时，钻井液驱动涡轮旋转，带动磁耦合器外磁体旋转，同时带动隔离套内部的内磁体旋转^{[12, 13]}；内磁体与发电机转子固连，驱动发电机转子在定子内部旋转并产生交变磁场，从而实现发电。磁耦合器由内、外2个永磁体及内、外磁体转子间的隔离套等构件组成，为非接触式动力传输单元，其传动扭矩由磁体磁力及隔离套材质决定，井下使用时隔离套多采用金属材质，以达到抗压要求，金属隔离套涡流损耗是影响传递效率的主要因素。磁耦合器工作时输出扭矩超过其最大扭矩后会产生滑脱或失步，导致发电机输出电压基本为0^{[14, 15]}，在井下环境中面临大功率冲击负载等不确定环境时，难以满足需求。

针对涡轮发电机存在的问题,研制了井下外磁转子式涡轮发电机(见图 2)，其采用涡轮直驱、转子外置的结构形式^[16]，无动密封需求；交变磁场中无金属隔离系统，即无隔离系统涡流损耗，发电效率高；满足自动垂直钻井系统大功率和长寿命的要求。

图 2 外磁转子式涡轮发电机 Fig. 2 Sketch of outer permanent magnet rotor turbin alternator

图选项

外磁转子式涡轮发电机可以代替自动垂直钻井系统中带旋转密封的涡轮发电机进行工作。工作时，钻井液驱动涡轮旋转，带动与其直接固连的发电机转子旋转，形成交变磁场；发电机定子位于发电机转子内，安装于不旋转的轴上，利用绝缘覆层实现密封与耐磨隔离，产生电力通过引线孔的引线输出；绝缘覆层采用陶瓷耐磨材料，外壳体内灌注高温环氧树脂，耐磨且可承受井下高压。定、转子系统通过滑动轴承实现动、静隔离，滑动轴承副摩擦面镶嵌PDC复合材料，耐磨性好且摩擦系数小；定子前端的入口孔可使部分钻井液进入定子、转子气隙，润滑滑动轴承，同时带走定子的部分热量,实现降温目的，最终经由出口孔阵列流出。与磁耦合涡轮发电机相比，外磁转子式涡轮发电机的隔离套为非金属不导电材料，因此隔离套没有涡流损耗；涡轮的动力直接作用于发电机转子，产生的冲击负载不会导致发电机转子滑脱或失步。

外磁转子式涡轮发电机(以下简称发电机)的功率和工作环境参数需满足自动垂直钻井系统的要求，前期室内和现场试验表明，自动垂直钻井系统稳定平台测控系统及力矩电机功率消耗约700 W，工作环境最高温度为150 ℃，因此，确定发电机设计指标为：最高环境温度150 ℃，最大外径105.0 mm，额定转速2 000 r/min；额定功率800 W，输出电压60~150 V，最大功率输出定子稳态温升不大于50 ℃。

发电机的主要尺寸包括定子电枢直径和定子铁芯的有效长度，其数学关系式为：

其中

式中：l_δ为电枢铁芯的有效长度，m；D_a为电枢直径，m，由最大外径去除铁轭、磁体厚度及气隙厚度确定；n_H为额定转速，r/min；α′_i为计算极弧系数；k_φ为磁场波形系数；K_w为绕组系数；K_d,K_p分别为电枢绕组的短距系数和分布系数，由发电机定转子所采用的结构形式确定；B_δ为气隙磁通密度，由气隙结构确定，T；A_s为线负荷，A/cm，一般可取50～150 A/cm；P′为连续工作状态电机的计算容量，W；η为电机效率，取η=0.75；P_N为额定输出功率，W。

发电机选用离散Halbach阵列磁体结构，每极由m_s块磁体拼装而成，其磁场分布受磁体数、极对数和磁体厚度等结构参数影响。定义磁体相对厚度系数α为：

式中：h_pm为磁体厚度，m；δ为气隙厚度，m。

发电机气隙有钻井液通过，具有润滑及降温作用，因此气隙尺寸受结构限制，由结构确定。气隙越大，磁场强度越小，功率密度越小，输出功率相同时的铜耗增大，效率减小；但气隙太小，不利于流体通过，需要根据结构折中考虑。

发电机额定功率P_N与其额定电压和额定电流之间的关系式为：

式中：U_N为发电机额定电压，V；I_N为发电机额定电流，A；cosφ为发电机额定功率因数，取0.8。

发电机三相输出电压的计算式为：

式中：U_E为发电机带载后的相端电压，V；ω为角速度，rad/s。

考虑电压调整率的影响，输出端电压经不控整流后的直流电压记为U_d，其计算式为：

式中：ζ为电压调整系数，ζ=2.34~2.45。

当U_d=60 V时，取ζ=2.34，则，U_E=25.6 V。

发电机额定电流I_N的计算式为：

预估每极磁通Φ′的计算式为：

其中

式中：Φ′为每极的预估磁通，Wb;α′_p为极弧系数；τ为极距，m；p为极对数。

发电机空载电动势E′₀为^[17]：

式中：ΔU_N为电压调整率，取15%；K_Nm为气隙磁场波形系数；f为发电机的额定频率，由额定转速及极对数计算，Hz；N为发电机每相串联匝数；K_w为基波绕组系数。

由式(10)可得每相串联匝数为：

根据额定电流可以确定绕组导线直径，即导线截面积为：

式中：S_d为每根铜裸导线的面积，m²；J_a为发电机电流密度，A/m²，为保证可靠性一般取5 A/m²；n为并绕导线根数；a为绕组并联支路数。

在Ansoft/Maxwell 2D中建立发电机电磁仿真模型，并对其进行空载分析，空载磁场分布云图见图 3。发电机定子轭部最高磁通密度未达到定子铁芯材料的饱和值(铁芯材料采用DW310时，该值为1.8 T)。发电机在2 000 r/min时的空载三相绕组相反电动势如图 4所示。永磁体在发电机的定子绕组中产生的反电动势为对称的三相正弦波。

图 3 发电机空载磁密分布云图 Fig. 3 Flux density distribution of alternator at the no load condition

图选项

图 4 发电机空载相反电动势波形 Fig. 4 Waveform of phase back-emf at the no load condition

图选项

采用场路瞬态耦合分析方法分析发电机特性和计算损耗，搭建有限元仿真模型和三相不控整流电路，然后通过耦合链接模块进行场-路瞬态耦合仿真(见图 5)。仿真中永磁发电机经三相不控整流桥及滤波后接阻感负载，分析发电机电磁损耗。

图 5 场路耦合分析示意 Fig. 5 Schematic of field-circuit coupled analysis

图选项

根据设计指标确定仿真分析参数，发电机设计环境温度最高为150 ℃，以此作为电磁场-温度场双向迭代耦合分析的初始温度，在该温度条件下仿真分析发电机的空载损耗和额定负载损耗,结果见表 1。空载时主要损耗为定子铁芯损耗，当处于额定负载时，绕组通电产生铜耗，并带来电枢反应，使得转子及磁体保护套等涡流损耗显著增加，定子铁损略微减小。

建立循环后，大部分钻井液推动涡轮叶片旋转，小部分通过入口孔经滑动轴承进入发电机气隙，经由下端轴承处流出。定子外表面钻井液对流传热系数随着排量的增大而增大，而转子的转速对此处钻井液的传热效率有直接的影响，因为黏性摩擦损耗会随着转速的增大而显著增大，使得流体温度升高，导致对流传热能力减弱。气隙中钻井液黏性摩擦损耗功率计算式为：

式中：P为气隙中钻井液黏性摩擦损耗功率，W；l为气隙轴向长度，m；r₁为转子半径，m；C_f为摩擦系数；k_l为表面粗糙度系数；ρ为钻井液密度，kg/m³。

由式(14)可知，在转子旋转速度变化时，定子、转子气隙流体的黏性摩擦损耗与转子转速的三次方呈正比，且随着涡轮排量的增大而增大。考虑黏性摩擦损耗时，气隙流体的对流传热系数随排量和转速的变化如图 6所示。由图 6可知，对于某一排量，当转子转速为2 000 r/min时对流传热系数达到最大值。

图 6 定子外表面对流传热系数随转速的变化关系 Fig. 6 Convection heat transfer coefficientwith rotation speed at different displacements

图选项

建立发电机温度场仿真分析模型，对发电机温度分布进行分析，设计环境温度150 ℃，转子额定转速2 000 r/min时，按最大功率(超出额定功率)输出进行温升仿真分析，结果如图 7所示。由图 7可知，由于定子绕组周围为导热率低的绝缘体，阻碍了绕组损耗所产生的热量传递，最大温升23.0 ℃，出现在定子铁芯位置。

图 7 额定转速最大负载发电机温度分布 Fig. 7 Temperature distribution of alternator at max load and rated rotary speed

图选项

以上研究表明，额定转速下，发电机定子铁芯磁场强度为饱和值的78%，空载三相反电动势波形为平滑三相正弦波；场路耦合分析表明，发电机在额定功率输出情况下的自身总损耗达54.42 W，发电机效率为94%，超过了理论计算的预设值，发电机实际功率输出将会超过额定功率的预设值。当通过涡轮系统输入发电机的功率一定的情况下，除发电机电磁损耗外，气隙内钻井液会降低发电机实际输出功率，但气隙内钻井液排量及性能参数对定子表面对流传热系数影响较大，为保证最大降温效果，发电机应于额定转速范围附近工作。

在胜利油田某井进行了发电机试验系统现场测试。将发电机悬挂短节安装于旋塞与钻杆之间，发电机动力经由发电机悬挂短节侧面输出。发电机定子绕组内预置温度传感器，以可变三相电阻为发电机负载，连接三相功率质量分析仪和示波器监测电压和电流输出。测试某一排量下的发电机功率输出能力、发电机寿命以及发电机最大功率输出时的定子温升。

建立钻井液循环，排量28 L/s，密度1.05 kg/L。对发电机进行不间断流体测试，通过负载调整，使发电机在转速2 061 r/min时整流输出电压102 V，电流10.5 A，输出功率1 066 W，达到最大输出功率；长时间运转，试验总运行时间约320 h。定子最终稳定温升为20.5 ℃，与仿真数值基本吻合(见图 8)。试验电压及温升数据均略低于仿真数据，但其一致性吻合较好。试验后对发电机进行拆检，隔离套无冲蚀，滑动轴承副磨损量极小，与试验前相比，轴承配合间隙变化小于0.02 mm。

图 8 试验数据与仿真数据对比 Fig. 8 Comparison of simulation and experiment data

图选项

1) 根据自动垂直钻井系统需求提出了外磁转子式涡轮发电机设计方案，磁场、流体及温度耦合场等多物理场的仿真结果对发电机性能的预测准确性高；现场试验也证明仿真数据与设计数据和实测数据吻合度较高，该设计、仿真方法可缩短发电机设计周期。

2)外磁转子式涡轮发电机采用永磁体转子外置、线圈系内置的结构，定子、转子采用相对独立的静密封结构，解决了井下环境旋转驱动力传输时的密封与隔离问题，输出功率高；降温与润滑通道可有效降低定子温升并润滑轴承，保证发电机寿命。改变外磁转子式涡轮发电机外径、定子长度等参数，可实现相似结构下发电机不同功率需求系列化设计。

3) 钻井液排量和性能及转子转速决定定子外表面对流传热系数，最终直接影响定子工作状态下的稳态温升，需进一步研究不同性能钻井液对定子外表面对流传热系数的影响。