高 俊，孫曉明，郭洪亮，安忠良

(1.沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)國(guó)家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心,沈陽(yáng) 110870;2.沈陽(yáng)鼓風(fēng)機(jī)通風(fēng)設(shè)備有限責(zé)任公司,沈陽(yáng) 110022)

空-水冷永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)流固耦合仿真

高 俊1，孫曉明2，郭洪亮2，安忠良1

(1.沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)國(guó)家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心,沈陽(yáng) 110870;2.沈陽(yáng)鼓風(fēng)機(jī)通風(fēng)設(shè)備有限責(zé)任公司,沈陽(yáng) 110022)

以一臺(tái)1.65 MW，150 r/min的空-水冷永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，建立了電機(jī)空-水冷結(jié)構(gòu)的物理模型，采用有限元法對(duì)該電機(jī)進(jìn)行了溫度場(chǎng)計(jì)算，并分析在計(jì)算中某些關(guān)鍵參數(shù)變化對(duì)溫度場(chǎng)分析計(jì)算的影響規(guī)律。通過(guò)電機(jī)試驗(yàn)，驗(yàn)證所述計(jì)算方法的準(zhǔn)確性；得出了一些有意義的結(jié)論，可為永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)提供參考。

空-水冷；永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)；溫度場(chǎng)

0 引 言

目前，風(fēng)力發(fā)電機(jī)的發(fā)展趨勢(shì)為單機(jī)大容量、高功率密度、低成本和高可靠性。發(fā)熱問(wèn)題始終是制約風(fēng)力發(fā)電機(jī)發(fā)展的首要因素[1-2]。 隨著磁負(fù)荷和熱負(fù)荷的也越來(lái)越高，溫升作為重要性能指標(biāo)，成為永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)中需要重點(diǎn)解決的問(wèn)題[3-7]。

電機(jī)溫升過(guò)高將導(dǎo)致繞組絕緣的損壞，對(duì)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)而言，溫升過(guò)高容易導(dǎo)致永磁體不可逆退磁，上述由溫升帶來(lái)的問(wèn)題直接影響電機(jī)壽命與安全運(yùn)行。因此，永磁電機(jī)中溫升的準(zhǔn)確計(jì)算非常必要[8-10]。

本文以一臺(tái)1.65 MW，150 r/min的空-水冷永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，建立了電機(jī)空-水冷結(jié)構(gòu)的物理模型，采用有限元法對(duì)該電機(jī)進(jìn)行了溫度場(chǎng)計(jì)算。通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較分析，驗(yàn)證了計(jì)算方法的正確性；得出了一些有意義的結(jié)論，可為永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 結(jié)構(gòu)模型

1.1 電機(jī)溫度場(chǎng)的數(shù)學(xué)模型

對(duì)空水冷結(jié)構(gòu)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)進(jìn)行三維溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值研究，根據(jù)傳熱學(xué)的基本理論，在直角坐標(biāo)系下，電機(jī)內(nèi)的穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)三維導(dǎo)熱方程可以表示[11]：

(1)

式中：λx，λy，λz為x,y,z方向的導(dǎo)熱系數(shù)；qv為熱源密度；α為電機(jī)對(duì)流散熱系數(shù)；Tf為電機(jī)周圍流體的溫度。

根據(jù)變分原理，可得等價(jià)變分方程:

(2)

對(duì)式(2)進(jìn)行離散化處理，得到的三維溫度場(chǎng)有限元方程：

KT=F

(3)

式中：T為求解域內(nèi)全部節(jié)點(diǎn)溫度陣列；K，F(xiàn)為總體系數(shù)矩陣和總體右端矢量。

1.2 電機(jī)流體場(chǎng)數(shù)學(xué)模型

電機(jī)冷卻系統(tǒng)中，流體的流動(dòng)控制方程可表示[12]：

(1)流體質(zhì)量守恒方程

質(zhì)量守恒方程：

(4)

式中：ux，uy，uz為在x，y，z方向上速度矢量u的分量。

(2)流體動(dòng)量守恒方程

動(dòng)量守恒同樣作為流體流動(dòng)必須遵守的基本方程：

(5)

(6)

(7)

式中：p為流體微元體上的壓力。

(3)流體湍流方程

對(duì)于不可壓縮流體，標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型可以表示：

(8)

(9)

(10)

式中：μt為湍動(dòng)粘度，i，j為下標(biāo)，i,j=x,y,z且i≠j。

1.3 電機(jī)通風(fēng)冷卻結(jié)構(gòu)

本文以一臺(tái)空-水冷中型異步電機(jī)為例進(jìn)行研究，電機(jī)的基本數(shù)據(jù)見(jiàn)表1。

該電機(jī)采用單路軸向冷卻通風(fēng)系統(tǒng)，風(fēng)罩位于電機(jī)外側(cè)，為將冷熱風(fēng)分開(kāi)，在通風(fēng)系統(tǒng)中采用隔板。通過(guò)風(fēng)罩上端的兩臺(tái)離心風(fēng)機(jī)向電機(jī)內(nèi)提供冷卻氣體，冷卻氣體進(jìn)入電機(jī)后，首先冷卻一側(cè)定子線圈端部，然后冷卻氣體沿軸向流動(dòng)且分成3路，經(jīng)由定子鐵心背部通風(fēng)孔、氣隙、磁極間隙流向電機(jī)另一側(cè)，對(duì)電機(jī)另一側(cè)線圈進(jìn)行冷卻。由于冷卻氣體不斷與電機(jī)內(nèi)發(fā)熱構(gòu)件進(jìn)行熱交換，導(dǎo)致冷卻氣體溫度不斷升高，為降低冷卻氣體的溫度，其與風(fēng)罩上的水冷卻器進(jìn)行熱交換，再經(jīng)由冷卻器與風(fēng)機(jī)間的連接管流入風(fēng)機(jī)進(jìn)入電機(jī)內(nèi)部，形成強(qiáng)迫通風(fēng)。本文設(shè)計(jì)的通風(fēng)系統(tǒng)風(fēng)路如圖1所示。

表1 電機(jī)基本參數(shù)

圖1 空-水冷卻系統(tǒng)

2 基本假設(shè)與求解區(qū)域的確定

2.1 基本假設(shè)與求解區(qū)域的確定

基于電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)以及電機(jī)內(nèi)的流體特性，在溫升計(jì)算中作出如下假設(shè)：(1) 電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行，冷卻系統(tǒng)內(nèi)風(fēng)路冷卻空氣連續(xù)、穩(wěn)定、密閉循環(huán)；(2) 空氣流動(dòng)速度遠(yuǎn)小于風(fēng)速，即空氣馬赫數(shù)較小，為不可壓流體；(3) 空氣雷諾數(shù)較大，處于湍流狀態(tài)，計(jì)算模型選擇標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型。

同樣，根據(jù)電機(jī)結(jié)構(gòu)加上如下邊界條件：(4) 考慮對(duì)稱性，電機(jī)取1/6模型。在切面上端蓋、機(jī)殼、定子部分加對(duì)稱邊界條件，空氣部分由于考慮轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的影響，加周期性邊界條件；(5) 給定環(huán)境溫度為27℃(300 K)，轉(zhuǎn)子給定轉(zhuǎn)速150 r/min；(6) 裝配間隙選擇永磁體和轉(zhuǎn)子鐵心間裝配間隙為0.2 mm，定子鐵心和機(jī)殼間裝配間隙為0.065 mm。

2.2 求解區(qū)域的確定

由于電機(jī)模型復(fù)雜，計(jì)算規(guī)模大，取1/6模型為計(jì)算對(duì)象。計(jì)算時(shí)考慮了轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的影響。求解區(qū)域如圖2所示。

圖2 計(jì)算模型

3 電機(jī)的損耗分布

電機(jī)各部分損耗，見(jiàn)表2。

表2 電機(jī)各部分損耗

根據(jù)電機(jī)各部分的實(shí)際體積，將各種損耗進(jìn)行細(xì)分，損耗分配如圖3所示。

圖3 電機(jī)各部分損耗分布

其中軸承損耗，可根據(jù)式(11)求出：

Pbr=1.03mbn

(11)

式中：n為電機(jī)的轉(zhuǎn)速；mb為摩擦力矩。

mb=0.0015GrDsh/2

(12)

式中：Gr為轉(zhuǎn)子重量；Dsh為軸承內(nèi)圈直徑。

除軸承損耗外的機(jī)械耗賦給電機(jī)內(nèi)的空氣。

電機(jī)各部位的生熱率，見(jiàn)表3。

表3 電機(jī)各部分的生熱率

4 仿真分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 流-固耦合溫升仿真結(jié)果

圖4為電機(jī)繞組溫度分布情況。電機(jī)的最高溫升為74.5 K，最高溫升位置在繞組中間靠近驅(qū)動(dòng)側(cè)出風(fēng)口的位置，這是由于繞組端部位置受到冷卻風(fēng)的吹拂而易于散熱。繞組在非驅(qū)動(dòng)側(cè)靠近機(jī)殼入風(fēng)口的位置溫升較低，最低溫升為45.8 K。繞組的平均溫升約為60 K。

圖4 電機(jī)繞組溫升分布

圖5為算得電機(jī)整機(jī)溫度分布(包括氣體部分)。從圖中可以看出，冷卻氣體流出電機(jī)時(shí)溫升約為20 K，且由于受到轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的影響，出風(fēng)口處冷卻氣體存在旋流現(xiàn)象。

圖5 整機(jī)溫升分布

4.2 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

表4所示計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比。

表4 溫升計(jì)算結(jié)果對(duì)比

由表4可知，定子繞組溫升計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，誤差僅為4%。永磁體溫升計(jì)算值與試驗(yàn)值誤差為9.0%，相差約6 K，分析是由于流-固耦合計(jì)算時(shí)，轉(zhuǎn)子幅板建成了等寬直板，加強(qiáng)了轉(zhuǎn)子散熱能力，而實(shí)際設(shè)計(jì)中越靠近軸的位置越窄，與實(shí)際設(shè)計(jì)相比轉(zhuǎn)子散熱容易，故而實(shí)際永磁體的溫升略高于計(jì)算值。

4.3 電機(jī)通風(fēng)位置的變化對(duì)電機(jī)的影響

本文分析了不同出、入風(fēng)口位置變化時(shí)，系統(tǒng)流速及溫度的變化情況。在計(jì)算時(shí)保證孔出、入風(fēng)口的面積、系統(tǒng)的總流量不變。電機(jī)不同出入、風(fēng)口的排布情況，如圖6～圖9所示。其中徑向位置指出、入風(fēng)口設(shè)置在機(jī)殼圓周上；軸向位置指出、入風(fēng)口設(shè)置在端蓋側(cè)方。

圖6 徑向進(jìn)徑向出圖7 軸向進(jìn)軸向出

圖8 徑向進(jìn)軸向出圖9 軸向進(jìn)徑向出

電機(jī)采用不同進(jìn)出口位置時(shí)各部分的流速分配如圖10所示。由圖10可以看出，四種不同情況變化，對(duì)定子通風(fēng)孔流速的影響很小，均保持在18 m/s，而氣隙與極間間隙處的流速分別為9.15 m/s，8.79 m/s，8.68 m/s和8.47 m/s，最大風(fēng)速差別為7.4%。

圖10 不同通風(fēng)位置電機(jī)的流速分配情況

圖11所示為不同通風(fēng)位置時(shí)，電機(jī)永磁體及定、轉(zhuǎn)子表面的溫升變化情況?？梢钥闯?，通風(fēng)位置變化時(shí)，電機(jī)各部分的溫升逐漸升高。其中永磁體的溫升分別為48.7 K，51.5 K，56.4 K和59.6 K，溫升最大差別為18.7%。轉(zhuǎn)子外表面的溫升分別為48.6 K，51.4 K，56.3 K和59.5 K，溫升最大差別為18.3%。定子內(nèi)表面的溫升分別為55.3 K，58.9 K，59.9 K和64.0 K，溫升最大差別為13.5%。

圖11 不同通風(fēng)位置電機(jī)氣隙處的溫度分布

從以上計(jì)算可以看出，由于定子通風(fēng)孔風(fēng)阻遠(yuǎn)小于氣隙，出入風(fēng)口的位置變化并不會(huì)改變風(fēng)量主要從定子通風(fēng)孔中流過(guò)的流量分布狀態(tài)，定子通風(fēng)孔風(fēng)速變化較小。但對(duì)于流截面較小的氣隙位置，總風(fēng)量分配的微小改變會(huì)較為顯著地影響其流過(guò)的冷卻風(fēng)流量及其流速，影響轉(zhuǎn)子部分的散熱效果。此時(shí)，氣隙冷卻風(fēng)的減少直接造成轉(zhuǎn)子散熱困難、溫升升高，并且有更多的轉(zhuǎn)子熱量需要通過(guò)定子散出，同時(shí)造成溫升升高的結(jié)果。

4.4 不同流量分配對(duì)電機(jī)溫升的影響

定子通風(fēng)孔高度變化影響電機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)在發(fā)電機(jī)內(nèi)部的風(fēng)量分配。為了使電機(jī)冷卻系統(tǒng)達(dá)到最優(yōu)，實(shí)現(xiàn)電機(jī)內(nèi)各部分風(fēng)量的合理分配，本文對(duì)不同通風(fēng)孔尺寸進(jìn)行比較分析，分析過(guò)程中，保持系統(tǒng)總風(fēng)量不變，分析結(jié)果見(jiàn)表5。

表5 不同流量分配對(duì)繞組溫升的影響

由表5可知，當(dāng)通風(fēng)孔尺寸逐漸增大時(shí)，定子通風(fēng)孔流量隨之增大，但其增加速度小于通風(fēng)孔過(guò)流面積的增加速度，因此通風(fēng)孔內(nèi)的風(fēng)速降低。同時(shí)氣隙和極間間隙中的流量也逐漸減小，但其過(guò)流面積沒(méi)有變化，其風(fēng)速亦降低，從而系統(tǒng)的冷卻能力降低，繞組的溫升逐漸升高。

5 結(jié) 語(yǔ)

本文對(duì)以一臺(tái)1.65 MW，150 r/min的空-水冷永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)雙轉(zhuǎn)子電機(jī)進(jìn)行了流-固耦合分析，得到以下結(jié)論：

1) 通過(guò)溫度場(chǎng)分析計(jì)算可以得出該結(jié)構(gòu)電機(jī)的最高溫升出現(xiàn)在繞組中間靠近驅(qū)動(dòng)側(cè)出風(fēng)口的位置，繞組最低溫升出現(xiàn)在入風(fēng)口的位置。繞組最高溫升和最低溫升差別高達(dá)38.5%。

2) 不同通風(fēng)位置改變，對(duì)定子通風(fēng)孔內(nèi)風(fēng)速影響較小。但對(duì)于流截面較小的氣隙位置，通風(fēng)位置的改變會(huì)較為顯著地影響其流過(guò)的冷卻風(fēng)流速，由徑向通風(fēng)改為軸向通風(fēng)，氣隙位置風(fēng)速可增加10%左右。

3) 電機(jī)溫升的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，論證了本文所采用的求解模型及計(jì)算方法正確。

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Thermal Analysis and Calculation for Air-Water Cooled Permanent Magnet Wind Generators

GAOJun1，SUNXiao-ming2，GUOHong-liang2，ANZhong-liang1

(1.Shenyang University of Technology National Engineering Research Center for Rare-earth Permanent Magnet Machines,Shenyang 110870,China;2.Shenyang Blower Works Group Co.,Ltd.,Shenyang 110022,China

An 1.65 MW, 150 r/min of air-water cooled permanent magnet wind generator was built in the experiments. The physical model of motor with air-water cooling structure was established. The temperature of the motor was calculated by finite element method. The influence of some key factors on temperature was analyzed. According to the comparing of the calculated results and experimental data, verifies the correctness of the calculation method and some meaningful conclusions are obtained. It is the reference for the design of permanent magnet synchronous generator.

air-water cooling; permanent magnet wind generator; thermal field

2016-05-13

劉細(xì)平(1976-)， 男，博士，教授，研究方向?yàn)橄⊥劣来烹姍C(jī)設(shè)計(jì)、風(fēng)力發(fā)電及其相關(guān)控制。

TM315；TM351

A

1004-7018(2016)12-0020-04