馬鐵強(qiáng),孫德濱,蘇陽陽，王士榮

(1.沈陽工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110870；2.沈陽工業(yè)大學(xué) 電氣工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110870；3.沈陽工業(yè)大學(xué) 風(fēng)能技術(shù)研究所， 遼寧 沈陽 110023)

·實(shí)驗(yàn)研究·

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙溫度場均勻性控制研究及應(yīng)用

馬鐵強(qiáng)1,孫德濱1,蘇陽陽2，王士榮3

(1.沈陽工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110870；2.沈陽工業(yè)大學(xué) 電氣工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110870；3.沈陽工業(yè)大學(xué) 風(fēng)能技術(shù)研究所， 遼寧 沈陽 110023)

為解決風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度場分布不均勻?qū)е聶C(jī)艙內(nèi)部主要熱源(如發(fā)電機(jī)、齒輪箱等)因超溫報(bào)警停機(jī)問題，選取傳統(tǒng)的“下送尾排”式風(fēng)力發(fā)電機(jī)組為研究對(duì)象，引入基于熱源擾動(dòng)的溫度場均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)，通過正交試驗(yàn)優(yōu)化設(shè)計(jì)，使該指標(biāo)達(dá)到極小，分析了外界環(huán)境溫度、風(fēng)速、送風(fēng)口尺寸大小、排風(fēng)口尺寸大小等影響因子對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度場均勻性的影響，從而在原有溫度定值控制基礎(chǔ)上，機(jī)艙內(nèi)局部差異減小，提高換熱效率; 最后通過溫度優(yōu)化控制系統(tǒng)既能實(shí)現(xiàn)熱源部件的最佳工作溫度，又能保障機(jī)艙內(nèi)部溫度場分布的均勻性。

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組；熱源擾動(dòng)；正交試驗(yàn)；溫度場均勻性；溫度優(yōu)化控制系統(tǒng)

0 前言

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組運(yùn)行于復(fù)雜氣候環(huán)境，既受到外部復(fù)雜環(huán)境的影響，同時(shí)也受到內(nèi)部部件熱量變換及熱性能的影響。為了預(yù)防鹽霧、沙塵等復(fù)雜環(huán)境的影響，通常情況下發(fā)電機(jī)、齒輪箱、控制柜等主要熱源部件放置在封閉機(jī)艙內(nèi)[1-2]，系統(tǒng)在復(fù)雜工況下會(huì)以摩擦、碰撞、電磁損耗等多種形式產(chǎn)生熱量。機(jī)艙內(nèi)部溫度過高會(huì)對(duì)艙內(nèi)關(guān)鍵部件產(chǎn)生不利影響[3-4]，尤其是在夏季惡劣工況下，機(jī)艙內(nèi)的零部件可能受到溫度影響而發(fā)生損壞，從而嚴(yán)重影響風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的正常工作，該問題現(xiàn)已得到研究人員的重視。相關(guān)研究如下：

文獻(xiàn)[5～9]模擬和分析了風(fēng)力發(fā)電組發(fā)電機(jī)、齒輪箱的溫度場分布；文獻(xiàn)[10]研究了風(fēng)力發(fā)電機(jī)組主軸承的滾動(dòng)體接觸摩擦生熱及接觸區(qū)熱量分布規(guī)律；文獻(xiàn)[11] 與文獻(xiàn)[12]分別研究極端溫度下風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙熱性能和機(jī)艙散熱優(yōu)化改進(jìn)方法。

近年來，對(duì)于風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部散熱性能問題，主要集中于齒輪箱、發(fā)電機(jī)等單個(gè)熱源部件的溫度場分析，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組整體的散熱性能研究偏少，對(duì)于風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度均勻性控制問題尚未見文獻(xiàn)報(bào)道，在設(shè)計(jì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組冷卻系統(tǒng)時(shí)，機(jī)艙內(nèi)部溫度均勻性控制不僅是冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)的必要內(nèi)容,也是保證風(fēng)力發(fā)電機(jī)組在復(fù)雜工況下持久可靠運(yùn)行的重要條件。研究機(jī)艙內(nèi)部溫度均勻性問題尤為重要，不僅為解決由于機(jī)艙內(nèi)部主要熱源引起的超溫報(bào)警停機(jī)問題提供理論支持，也為風(fēng)力發(fā)電機(jī)組冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和其它機(jī)型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組內(nèi)部溫度場均勻性控制提供了理論參考和重要依據(jù)，因此研究風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度均勻性尤為重要。

1 設(shè)計(jì)思路及流程

本文選取傳統(tǒng)的“下送尾排”式風(fēng)力發(fā)電機(jī)組散熱布局結(jié)構(gòu)，引入正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，通過改變外界環(huán)境溫度、風(fēng)速、送風(fēng)口尺寸大小與排風(fēng)口尺寸大小等影響因子進(jìn)行仿真數(shù)值模擬計(jì)算分析，其中輸入的是經(jīng)過系統(tǒng)反饋之后風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度均勻性控制的CFD計(jì)算結(jié)果( 四大影響因子)，輸入系統(tǒng)反饋后的計(jì)算結(jié)果，經(jīng)過正交試驗(yàn)對(duì)機(jī)艙內(nèi)部溫度場均勻性和溫度效率兩項(xiàng)指標(biāo)的計(jì)算得到控制輸出:幾何尺寸、初始條件和邊界條件等。具體設(shè)計(jì)思路及流程如圖1所示。

圖1 設(shè)計(jì)思路及流程

2 機(jī)艙物理模型

設(shè)定風(fēng)力發(fā)電機(jī)組內(nèi)部的齒輪箱、發(fā)電機(jī)、控制柜等是主要熱源部件，忽略其余散熱部件和設(shè)備對(duì)機(jī)艙內(nèi)部流場和溫度場的影響。本文以遼寧省某風(fēng)力發(fā)電場雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組為研究對(duì)象,機(jī)艙外部尺寸為 8 m×3 m×3.4 m，艙內(nèi)各個(gè)部件的幾何尺寸均按照實(shí)物尺寸建模。具體物理結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 機(jī)艙簡化布局結(jié)構(gòu)模型

3 控制方程

設(shè)定風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部氣體不可壓縮并做定常流動(dòng)，分別遵守質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒定律。

(1)機(jī)艙內(nèi)氣體不可壓縮，滿足質(zhì)量守恒方程。

(1)

(2)機(jī)艙內(nèi)氣體在各個(gè)速度分量方向上，滿足動(dòng)量守恒方程。

(2)

(3)

(4)

(3)不考慮機(jī)艙內(nèi)氣體的黏性耗散，滿足能量守恒方程。

(5)

式中，u為艙內(nèi)氣體瞬時(shí)流速；P為氣體壓力；cP為氣體比熱容；k為氣體傳熱系數(shù)；T為氣體瞬時(shí)溫度。

4 湍流模型

在風(fēng)力發(fā)電機(jī)組通風(fēng)系統(tǒng)的作用下，機(jī)艙內(nèi)部氣流做定常流動(dòng)，雷諾數(shù)較大，并受機(jī)艙內(nèi)部復(fù)雜結(jié)構(gòu)與機(jī)艙熱布局結(jié)構(gòu)等因素的影響，氣體流動(dòng)程湍流狀態(tài)，采用k-ε湍流模型，具體模型方程如下：

Gb+ρε-YM+Sk

(6)

(7)

式中，Gk為氣體層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；YM、Sk、Sε為用戶定義的源項(xiàng)，忽略不計(jì)；σk為k方程的湍流普朗特?cái)?shù)；σε為ε方程的湍流普朗特?cái)?shù)。

5 邊界條件

圖3 網(wǎng)格劃分圖

根據(jù)IEC標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的部件工作溫度范圍及風(fēng)電場夏季常規(guī)監(jiān)測數(shù)據(jù)，設(shè)定風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度場分析的溫度計(jì)算數(shù)據(jù)。由于機(jī)艙內(nèi)部散熱性能與送風(fēng)口、排風(fēng)口的位置、風(fēng)速、流量等影響因素有關(guān)，與熱源本身的溫度無關(guān)，因此選定機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)部件外殼的溫度數(shù)據(jù)作為分析依據(jù)。具體機(jī)艙溫度場分析參數(shù)設(shè)置如表1所示。

表1 機(jī)艙溫度場分析參數(shù)

6 指標(biāo)選擇

為準(zhǔn)確描述風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部散熱性能，選取溫度均勻性指標(biāo)與溫度效率指標(biāo)作為參考指標(biāo)，具體如下：

(1)溫度均勻性指標(biāo)。為準(zhǔn)確便捷描述風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度場的均勻性，本文采用一種基于熱源擾動(dòng)的溫度場分布均勻性評(píng)價(jià)方法[13]，采用溫度不均勻系數(shù)指標(biāo)作為試驗(yàn)指標(biāo)。

(2)溫度效率指標(biāo)。為準(zhǔn)確反映風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部的排熱能力，采用溫度效率指標(biāo)分析，一般情況下，排風(fēng)口的排風(fēng)溫度總是大于或等于工作區(qū)平均室內(nèi)平均溫度, 所以溫度效率總是大于等于1,而且其值越大通風(fēng)效果越好[14]。實(shí)際中的熱置換通風(fēng)排污效率或溫度效率通常在1～2之間[15]。

7 溫度均勻性控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)

7.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

針對(duì)不同的單因素試驗(yàn)結(jié)果，通過正交試驗(yàn)的試驗(yàn)方法得出風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙溫度場均勻性控制的最優(yōu)組合方案，分別分析四大影響因素對(duì)溫度場不均勻性系數(shù)和溫度效率兩個(gè)指標(biāo)的影響程度。考慮實(shí)際工況要求，不均勻性系數(shù)試驗(yàn)指標(biāo)要求越小越好，表明對(duì)高負(fù)荷熱源散熱控制效果越好；溫度效率指標(biāo)要求越大越好，表明機(jī)艙本身的排熱能力越好。

根據(jù)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙外形尺寸與機(jī)艙內(nèi)部氣流流動(dòng)特性，在四大影響因素實(shí)際允許變化范圍內(nèi)選取3個(gè)水平。通過L9(34)正交試驗(yàn)表格正交篩選，具體試驗(yàn)因素與水平詳見表2～5，其中表中字母A、B、C、D 分別表示環(huán)境溫度、風(fēng)速、送風(fēng)口尺寸和排風(fēng)口尺寸等四大影響因素的代碼值。

表2 正交實(shí)驗(yàn)因子水平

表3 正交試驗(yàn)優(yōu)化設(shè)計(jì)與結(jié)果

表4 溫度不均勻系數(shù)指標(biāo)計(jì)算結(jié)果

由表格4得到：因子主次A>C>B>D，最優(yōu)組合A3B3C3D3。

C、D泊位碼頭前沿供水栓兼作消火栓使用。碼頭后方需要設(shè)置2個(gè)泡沫栓，現(xiàn)場增設(shè)1個(gè)，間距35m位置處增設(shè)1個(gè)泡沫栓；消防給水管道采用已有給水管，泡沫栓管道采用DN100無縫鋼管，接原有泡沫管道，埋地敷設(shè)，管道埋深與原管一致。碼頭后方增加配備移動(dòng)式水泡和泡沫炮各1套，以及推車式（1臺(tái)）和手提泡沫式滅火器（4具）。

表5 溫度效率指標(biāo)計(jì)算結(jié)果

由表5得到：因子主次A>C>B>D，最優(yōu)組合A3B1C2D3。

通過表3～5綜合分析可以得到：

(1)相比溫度效率而言，四種影響因子對(duì)機(jī)艙內(nèi)部溫度場均勻性的影響更加顯著。通過比較溫度場不均勻系數(shù)與溫度效率兩個(gè)指標(biāo)的變化值，可以看出隨著影響因子的不斷變化，整體而言，機(jī)艙內(nèi)部溫度場不均勻性指標(biāo)變化起伏較大，而溫度效率基本維持在1.4左右，比較穩(wěn)定。

(2)影響風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度場均勻性的主要因子是外界環(huán)境溫度，其次是送風(fēng)口的尺寸大小，影響因子最弱的是排風(fēng)口尺寸大小。四種影響因子影響的強(qiáng)弱順序同樣適用于機(jī)艙內(nèi)部的溫度效率指標(biāo)。

(3)比較溫度不均勻系數(shù)與溫度效率兩項(xiàng)指標(biāo)的最優(yōu)組合，最終選擇A3B3C3D3。對(duì)于環(huán)境溫度與排風(fēng)口尺寸大小這兩個(gè)影響因子而言，溫度不均勻系數(shù)與溫度效率兩項(xiàng)指標(biāo)的最優(yōu)組合水平是一致的；對(duì)于風(fēng)速影響因子來說，風(fēng)速越大，機(jī)艙內(nèi)部溫度均勻性越好，但機(jī)艙內(nèi)部的溫度效率稍微降低，影響不大，由于風(fēng)速對(duì)機(jī)艙內(nèi)部溫度均勻性的影響比對(duì)溫度效率的影響更加顯著，因此選擇B3較好；同理，對(duì)于送風(fēng)口尺寸大小的這個(gè)因子來說，選擇C3更合理。

綜上所述，最終選擇的最恰當(dāng)?shù)臈l件是A3B3C3D3，即外界環(huán)境溫度為15℃，風(fēng)速為15 m/s，送風(fēng)口尺寸與排風(fēng)口的尺寸分別為600 m × 500 m，700 m ×700 m時(shí)，機(jī)艙內(nèi)部溫度均勻性分布是最好的。

7.2 優(yōu)化控制系統(tǒng)

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙中的齒輪在工作運(yùn)行中，由于機(jī)械傳動(dòng)產(chǎn)生的熱量導(dǎo)致齒輪箱油溫上升。由齒輪箱故障導(dǎo)致的停機(jī)時(shí)間和維護(hù)費(fèi)用在各類故障中最高[16]，齒輪箱油溫的正常溫度在10～65℃之間，最高油溫不得超過80℃[17]；發(fā)電機(jī)在工作過程中繞組的報(bào)警溫度為125℃[17]；控制柜內(nèi)部包括復(fù)雜的控制設(shè)備，隨著風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的發(fā)展，控制柜內(nèi)部設(shè)備越來越復(fù)雜，產(chǎn)生的熱量也越來越多，控制柜的工作溫度為-5～40℃[18]。齒輪箱、發(fā)電機(jī)和控制柜等主要熱源對(duì)機(jī)艙內(nèi)部的溫度場分布影響較大，通過正交試驗(yàn)溫度優(yōu)化控制系統(tǒng)，既能實(shí)現(xiàn)機(jī)艙內(nèi)部各個(gè)熱源盡量在本身正常工作溫度范圍內(nèi)，又能保障機(jī)艙內(nèi)部的溫度場分布的均勻性。由齒輪箱、發(fā)電機(jī)和控制柜等主要熱源的正常工作環(huán)境溫度，取三個(gè)熱源的交集溫度10～40℃之間。

具體工作過程如下：首先進(jìn)行溫度均勻性控制系統(tǒng)的初始化操作，假設(shè)允許溫度緩沖5℃，設(shè)定溫度閾值15～35℃，通過溫度傳感器分別測得齒輪箱、發(fā)電機(jī)和控制柜的實(shí)際工作溫度，如果實(shí)際工作溫度高于35℃，啟動(dòng)溫度調(diào)節(jié)系統(tǒng)，通過改變溫度、風(fēng)速、送風(fēng)口及排風(fēng)口的流量大小進(jìn)行降溫冷卻；同理如果實(shí)際工作溫度低于15℃，進(jìn)行溫度調(diào)節(jié)系統(tǒng)的升溫加熱。通過正交試驗(yàn)溫度均勻性控制系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)機(jī)艙內(nèi)部的各個(gè)熱源部件工作的最佳溫度，使工作效率達(dá)到最優(yōu)的狀態(tài)。

基于環(huán)境溫度、風(fēng)速、送風(fēng)口尺寸與排風(fēng)口尺寸大小等影響因子的正交試驗(yàn)優(yōu)化控制系統(tǒng)流程如圖4所示。

采用正交試驗(yàn)溫度優(yōu)化控制系統(tǒng)，在四大不同的影響因素輸入下得到溫度優(yōu)化控制系統(tǒng)的響應(yīng)結(jié)果，通過分析不同的結(jié)果，得到了四大影響因素的最優(yōu)組合方式，將其最優(yōu)組合方式應(yīng)用于實(shí)際的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度均勻性控制，不僅實(shí)現(xiàn)了機(jī)艙內(nèi)部各熱源部件的最佳工作溫度，而且能保障機(jī)艙內(nèi)部溫度場分布的均勻性，大大提高了風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的工作效率。

圖4 正交試驗(yàn)溫度優(yōu)化控制系統(tǒng)流程圖

8 結(jié)論

(1)以機(jī)艙內(nèi)部溫度場均勻性為主要對(duì)象，溫度效率為次要對(duì)象，詳細(xì)闡述了正交試驗(yàn)溫度優(yōu)化控制系統(tǒng)的控制實(shí)現(xiàn)的具體方法與步驟，不僅為解決由于機(jī)艙內(nèi)部主要熱源引起的超溫報(bào)警停機(jī)問題提供了理論支持，同時(shí)也分別為風(fēng)力發(fā)電機(jī)組冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和其它機(jī)型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組內(nèi)部溫度場均勻性控制提供了理論參考和重要依據(jù)，具有一定的實(shí)際工程價(jià)值。

(2)正交試驗(yàn)溫度優(yōu)化控制系統(tǒng)既能實(shí)現(xiàn)機(jī)艙內(nèi)部各熱源部件的最佳工作溫度，又能保障機(jī)艙內(nèi)部溫度場分布的均勻性，大大提高了風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的工作效率，具有較大的實(shí)際意義。

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Research and application of nacelle temperature field uniformitycontrol of wind turbine generator system

MA Tie-qiang1，SUN De-bin1，SU Yang-yang2，WANG Shi-rong3

(1.School of Mechanical Engineering, Shenyang University of Technology, Shenyang 110870, China;2.School of Electrical Engineering, Shenyang University of Technology, Shenyang 110870, China；3.Institute of Wind Energy Technology，Shenyang University of Technology，Shenyang 110023,China)

Inside the nacelle of wind turbine generator system,it existed the problems of alarm and shutdown with over-temperature of the main heat sources (such as the generator, gearbox, etc.) caused by the temperature field distribution non-uniformity.This paper took the traditional structure of “bottom to tail” as the object of research. The temperature field uniformity evaluation index based on heat source perturbation was introduced and the index reached the minimum with the orthogonal test. The temperature field distribution uniformity influenced by the factors of environment temperature, wind speed, outlet size and inlet size was analyzed. The local difference inside the nacelle was reduced and the heat transfer efficiency was improved. Finally, both the optimum operating temperature of the heat source parts and the temperature field distribution uniformity were realized by the temperature optimal control system.

wind turbine generator system; heat source perturbation; orthogonal test;temperature field uniformity; temperature optimal control system

TM315

A

1001-196X(2017)05-0020-06

2016-09-14；

2016-12-03

國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(51537007)；國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51207095);遼寧省科技創(chuàng)新重大專項(xiàng)(201303005)。

馬鐵強(qiáng)(1977-)，男，博士，講師，主要從事適應(yīng)復(fù)雜環(huán)境的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組多學(xué)科耦合設(shè)計(jì)、分析和仿真理論研究和軟件研發(fā)。